KITAY Pryamoy uprugoplastichniy raschet SCAD avtomobilnogo mosta strukturnix MARXI Kislovodsk ferm 497 str

Секция III. Механика деформируемого твердого тела - 2. Теория пластичности и ползучести 21-25 августа 2023 Политехнический Университет
Петера Великого Доклад СПб ГАСУ XIII Всероссийский съезд по фундаментальным проблемам теоретической и прикладной механики, СанктПетербург, 21-25 августа 2023 года тед./факс: (812) 694-78-10 mob9967982654@yandex.ru sber2202200786697605@gmail.com 6947810@mail.ru
Development of lightweight emergency bridge using GFRP -metal composite plate-truss girder
Редакция газеты «Армия Защитников Отечества» при СПб ГАСУ сообщает о разработанной в КНР , США конструкции легкого аварийного
автомобильного моста, состоящего из стеклопластиковой металлической композитной плиты–ферменной балки и имеющего пролет 24 м. Указанный мост был
спроектирован на основе оптимизации оригинального 12-метрового образца моста построенного в КНР, США в 2019 г. Разработанный таким образом мост очень
легкий, конструктивно прочным, с возможностью модульной реализации и представлять собой конструкцию, которая требует меньше времени при сборке моста в
полевых условиях . Дирекцией информационного агентство «Русской Народной Дружной» выполнен РАСЧЕТ УПРУГОППЛАСТИЧЕСКОГО
СТРУКТУРНОГО СБОРОНО РАЗБОРОНОГО МОСТА НА ОСНОВЕ ТРЕХГРАННОЙ БЛОК-ФЕРМЫ на напряженно деформируемое
состояние (НДС) структурных стальных ферм с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость , по чертежам
китайским и американских инженеров , уже построенных из упругопластических стальных ферм выполненных из сверхлегких, сверхпрочных
полимерных гибридных материалов GFRP-MЕТАЛЛ, с использование стекловолокон, для армейского быстро собираемого моста, для
чрезвычайных ситуациях , длинною 24 метра , грузоподъемностью 5 тонн из трубчатых GFRP-элементов в КНР 89219626778@bk.ru
karta2202200640855233@gmail.com rodinailismert@list.ru 89219626778@bk.ru 8126947810@rambler.ru t9516441648@gmail.com (996) 798-26-54
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
Abstract
Design of a lightweight emergency vehicular bridge comprising a GFRP–metal composite plate-truss girder and
measuring 24 m in span is reported. The said bridge was designed based on optimization of an original 12-m bridge
specimen. The bridge, so developed, is intended to be lightweight, structurally sound with modular feasibility, and
representative of a construction that is less time consuming overall and fully exploits advantages offered by the use
of inherent and complementary pultruded GFRP materials. Conceptual design and considerations of the large-scale
structure were first described in detail. Subsequently, full-scale nondestructive tests were performed under on- and
off-axis static loadings to evaluate the actual linearly elastic mechanical behavior of the prototype. Experimental
results demonstrated that the bridge satisfactorily met the requirements of strength, overall bending stiffness, and
torsional rigidity with regards to emergency-bridge applications. Being recognized as the most critical loading case
for emergency bridges with major influence on load distribution among truss girders, the lateral live-loading
distribution was assigned great importance during design of the unique bridge. Extrusion-type unidirectional GFRP
profiles with high-longitudinal but low shear strengths are predominantly suitable for structures subjected to large
axial forces, and are, therefore, appropriate for application in the proposed hybrid structural system. Favorable
testing results demonstrated that the proposed improved version of the original conceptual design can appropriately
be used as a truss girder for a new lightweight emergency bridge with a longer measured span. It is suggested that
such a hybrid bridge, which demonstrates reasonably good linearly elastic behavior under service live loads, must
also be designed in accordance with a stiffness criterion. Corresponding finite element and analytical analyses were
performed and compared against experimental results whilst demonstrating good agreement. The elicited
comparisons indicated that the established simplified analytical models and the finite element model (FEM) were
both equally applicable for use in preliminary structural calculations and design of the improved bridge under states
within its serviceability limit. Results reported herein are expected to make a valuable initial contribution, which in
turn, could further lead to development of similar lightweight structural systems.
23
Доклад СПб ГАСУ XIII Всероссийский съезд по
фундаментальным проблемам теоретической и прикладной механики, Санкт-Петербург, 21-25 августа 2023 года
6947810@mail.ru
24
Рис.1 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
В данной работе использовался зарубежный опыта КНР, США по расчету строительству железнодорожных мостов из американских и
китайских упругопластиче6ских систем На примере опыта КНР, США. Полный вес быстро собираемого китайского моста 152 kN, построен
для использования при чрезвычайных ситуациях для Народной Китайской Республики и на основе строительство моста в США, для грузовых
автомобилей, из пластинчато-балочных стальных ферм при строительстве переправы, длиной 205 футов, через реку Суон , в штате Монтана
(США), со встроенным бетонным настилом и натяжными элементами верхнего и нижнего пояса стальной фермы со значительной экономией
строительных материалов
А.М. Уздин 1, В.Г.Темнов, О.А.Егорова, А.И.Кадашов, Х.Н. Мажиев 2,
Организация "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ (Санкт-Петербургский Государственный Архитектурно-Строительный Университет ) , Санкт-Петербург
Санкт-Петербургский Политехнический Университет Петра Великого, Петербургский Университет железнодорожного Транспорта (ПГУПС), СанктПетербург
89219626778@bk.ru mob9967982654@yandex.ru 8126947810@rambler.ru
1
2
Аннотация. В
данной работе описывается разработанный авторами прямой метод упругопластического анализа стальных пространственных ферм в условиях больших
перемещений с использованием опыта возведения железнодорожных мотов в КНР, США с использованием демпфирующего компенсатора проф. дтн ПГУПС А.М.Уздина (
изобретения №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 165078, 2010136746, 1760020) . За основу был принят инкрементальный метод геометрически нелинейного анализа
пространственных ферм, разработанный ранее одним из авторов, и выполнена его модификация, позволяющая учесть текучесть и пластические деформации в стержнях ферм.
Предложенный метод реализован в виде программного приложения на платформе Java, и в США была использована 3D-модель . При помощи этого приложения выполнен ряд
примеров, описанных в данной работе. Приведенные примеры демонстрируют, что прямой расчет пространственных ферм на пластическое предельное равновесие и
приспособляемость при больших перемещениях может быть успешно реализован в программе. Алгоритмы охватывают широкий спектр упругопластического поведения фермы:
упругую работу, приспособляемость, прогрессирующие пластические деформации и разрушение при формировании механизма. Программное приложение может быть
использовано в качестве тестовой платформы для исследования упругопластического поведения ферм и как инструмент для решения прикладных задач.
КЛЮЧЕВЫЕ СЛОВА: стальная ферма, большие перемещения, пластичность, пластинчато-балочные системы, река Суон, Монтана, КНР, переправа, армейский, встроенным бетонным настилом,
метод определения равновесия (МОР), инкрементальный расчет, пластический шарнир, напряженно-деформируемое состояние (НДС) .
В настоящей стать на примере КНР, США, выполнен организацией "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ расчет упругопластической структурной , трехгранной
фермы КНР при устройстве надвижка самого пролетного строения из стержневых пространственных структур с использованием рамных сбороно-разборных
конструкций с использованием замкнутых гнутосварных профилей прямоуголного сечения, типа "Молодечно" (серия 1.460.3-14 ГПИ "Ленпроектстальконструция"), МАРХИ ПСПК", "Кисловодск" ( RU 80471 "Комбинированная пространсвенная структура" ) на фрикционно -подвижных соедеиний для
обеспечения сейсмостойкого строительства железнодорожных мостов в Киевской Руси Организация - Фонд поддержки и развития сейсмостойкого
строительства "Защита и безопасность городов» - «Сейсмофонд» ИНН – 2014000780 при
СПб ГАСУ № RA.RU.21СТ39 от 27.05.
25
Рис.2 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
Рассмотрены теоретические основы расчета на предельную пластическую нагрузку при восстановление скоростным способом железнодорожных мостов в
Украине при восстановлении мостов , пролетом 9, 18, 24 метра с применением замкнутых гнутосварных, прямоугольного сечения профилей типа
"Молодечно" (серия 1.460.3.14 ) с использованием опыта модельных испытаний студентов США, и опыта блока НАТО по восстановления мостов в Ираке,
Афганистане, с применением комбинированных стержневых структурных пространственных конструкций "Молодечно", "Кисловодск" , МАРХИ с высокими
геометрическими жесткостными параметрами, при восстановлении разрушенных мостов в Киевской Руси с использованием опыта восстановление мостов
блоком НАТО в Северном Вьетнаме, Югославии, Афганистане, Ираке по восстановлению разрушенных железнодорожных и железобетонных мостов во время
боевых действий и их восстановление , согласно изобретениям проф. дтн ПГУПС А.М.Уздина №№1143895, 1168755, 1174616, 165076, 154506, 2010136746, для
доставки гуманитарной помощи в ДНР, ЛНР ( Новороссию) Киевской Руси. Докладчик редактор газеты "Армия Защитников Отечества ", президента
организации "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ ИНН :2014000780, ОГРН: 1022000000824 Мажиев Х Н karta2202200640855233@gmail.ru https://disk.yandex.ru/d/FtJehKQHKcf_A https://ppt-online.org/1142357
Рис.3 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
26
Рис.4
.Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации ,
текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно изобретениям проф
дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
27
28
Рис.5 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
Упругопластическое поведение структурной стальной фермы рассчитано для системы восстановление конструкции разрушенного участка железнодорожного большепролетного и
автодорожного моста, скоростным способом с применением комбинированных стержневых структурных, пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими
геометрическими жесткостными параметрами , имеет довольно широкую область применения в строительстве. Эта система позволяет перекрывать сооружения любого назначения с
пролетами до 100 м включительно . Это могут быть как конструкции разрушенного участка железобетонного большепролетного автодорожного моста, скоростным способом с
применением комбинированных стержневых структурных, пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими жесткостными параметрами и
элитные масштабные сооружения типа музеев, выставочных зданий и крытых стадионов для тренировки футбольных команд, для складских, торговых и специальных производственных
помещений, покрытий машинных залов крупных гидроэлектростанций (Рис. 2. URL: http://www.sistems- marhi.ru/upload/medialibrary/efe/buria3.gif) [10].
На данный момент система имеет широкое распространение на территории РФ восстановление конструкции разрушенного участка железобетонного большепролетного автодорожного
моста, скоростным способом с применением комбинированных стержневых структурных, пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими
жесткостными параметрами
Объектом исследования является структурная несущая конструкции большепролетного покрытия конструкции разрушенного участка железобетонного большепролетного
автодорожного моста, скоростным способом с применением комбинированных стержневых структурных, пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими
геометрическими жесткостными параметрами и культурно-развлекательного комплекса в городе Донецке.
Размеры перекрываемой части здания в плане составляют 68,4х42м. (Рис. 3). Шаг колонн различный в продольном и поперечном направлении. Отметка низа покрытия +12.2 м [3].
В качестве покрытия используется структурная плита типа Восстановление конструкции разрушенного участка железобетонного большепролетного автодорожного моста, скоростным
способом с применением комбинированных стержневых структурных, пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими жесткостными параметрами
и МАРХИ. Несущими элементами структурной плиты являются трубы, соединенные в узлах на болтах, с помощью специальных узловых элементов (коннекторов). В качестве элементарной
ячейки структуры базового варианта принята пирамида с основанием в виде прямоугольника 3х3,6 м (что соответствует шагу колонн вдоль и поперек здания) и ребрами равными 3,6 м. Высота
структурного покрытия составляет 2,73м, угол наклона ребра а = 49,4°].
Все выбранные сечения труб были приняты по [19, 20].
Система восстановления конструкции разрушенного участка железобетонного большепролетного автодорожного моста, скоростным способом с применением комбинированных
стержневых структурных, пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими жесткостными параметрами, обладает множеством положительных
качеств и является надежным и экономически выгодным вариантом покрытия [18].
Однако, существует определенный ряд проблем, с которыми возможно столкновение при выборе в качестве покрытия системы Молодечное , Кисловодск и МАРХИ:
1) использование системы МАРХИ при нестандартных пролетах приводит к геометрическому изменению элементарной ячейки и соответственно нестандартного шага колонн;
2) из-за нетрадиционного соотношения размеров объекта в плане (для частного случая, рассматриваемого далее,68,4х42«1, 6:1) в узлах возникают большие усилия. И даже использование
высокопрочных болтов из наиболее прочных марок стали, применяющихся в данный момент в Украине - 40Х «селект», не позволяет решить эту проблему.
Некоторыми возможными способами регулировки усилий в элементах покрытия является:
1) изменение локальных геометрических параметров (в данном случае изменение элементарной ячейки по высоте);
2) изменение общей геометрии покрытия путем «вспарушивания» (перехода от плоской геометрии к криволинейной).
2. Обзор литературы
Выполненный обзор литературы подчинен решению основной задачи, рассматриваемой в данной статье, а именно: установлению таких геометрических параметров проектируемой
конструкции на нетиповом плане, которые обеспечили бы возможность использования типовых элементов системы МАРХИ (стержней и вставок-коннекторов).
Из множества трудов отечественных и зарубежных авторов, посвященных расчету, проектированию и эксплуатации структурных покрытий, прежде всего, следует выделить работы
посвященные:
- нормативному обеспечению процесса проектирования [1,19,20],
29
- изложению общих принципов компоновки, расчета и проектирования рассматриваемых конструкций [2,4,8,10,13,14,17,23],
- численному исследованию особенностей напряженно-деформированного состояния большепролетных структурных конструкций, в том числе на нетиповом плане, с учетом геометрических
несовершенств и других значимых факторов [3,7,9,11,12,21,24,25],
- разработке аналитических принципов расчета, базирующихся на теории изгиба тонких плит [5,15,16,22]
- типизации и унификации конструктивных элементов структурных покрытий [6,16,18].
Выполненный обзор и анализ проведенных ранее исследований позволил сформулировать основную
задачу исследования, результаты которого представлены в данной статье, а именно: отыскание таких геометрических параметров типовой ячейки покрытия, которые могли бы
удовлетворять
максимальной несущей способности высокопрочного болта 40Х «селект» (100 т), являющегося одним из основных типовых конструктивных элементов системы МАРХИ, регламентирующего
его несущую способность
3. Основная часть
Для достижения этой цели, в работе используется как аналитический, так и численный расчет напряженно-деформированного состояния конструкций.
Аналитический метод расчета основывается на приближенном методе расчета изгибаемых тонких плит и выполняется в соответствии с методикой, предложенной в изученных нами
отечественных работах [16] и зарубежных [15, 22]. Однако в качестве фундаментальных работ в этом направлении, конечно следует считать работу А.Г. Трущева [5].
Численные исследования в данном исследовании были выполнены с помощью программного комплекса «SCAD» - вычислительного комплекса для прочностного анализа конструкций методом
конечных элементов [7]. Единая графическая среда синтеза расчетной схемы и анализа результатов обеспечивает неограниченные возможности моделирования расчетных схем от самых
простых до самых сложных конструкций [25].
Рекомендации организации «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ для предельного равновесия и приспособляемости моста
1. Необходимо использовать для восстановления разрушенных мостов автодорожного моста, скоростным способом с применением комбинированных стержневых структурных,
пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими жесткостными параметрами
2. При переходе от плоской схемы к пространственной в виде пологой оболочки, требуемое значение начальной стрелы выгиба составляет f/l=1/27, при которой обеспечивается
возможность использования стандартных элементов типа МАРХИ, для пологой оболочки неподвижно закрепленной по контуру.
4. Сопоставление результатов аналитических и численных исследований показывают их удовлетворительность сходимости в пределах 15%. для восстановление конструкции
разрушенного участка железобетонного большепролетного автодорожного моста, скоростным способом с применением комбинированных стержневых структурных,
пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими жесткостными параметрами
5. Результаты исследования НДС конструкции, полученные путем «вспарушивания», показали, что «вспарушивание» является эффективным методом регулирования параметров
НДС при условии «жесткого защемления» конструкции при восстановление конструкции разрушенного участка железобетонного большепролетного автодорожного моста,
скоростным способом с применением комбинированных стержневых структурных, пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими
жесткостными параметрами
"Влияние монтажных соединений секций разборного железнодорожного моста на его напряженно-деформируемое состояние с использованием сдвигового компенсатора проф
дтн ПГУПС А.М.Уздина на фрикционно- подвижных ботовых соединениях для обеспечения сейсмостойкого строительства сборно-разборных железнодорожных мостов с
антисейсмическими сдвиговыми компенсаторами
на фланцевых фрикционных соединениях, согласно прилагаемых патентов и изобретениям проф. дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895Ю 1168755, 1174616, 2770777, 858604 ,
165076, 154506 , 2010136746 и технические условия по изготовлению упругопластической стальной ферм пролетного строения армейского моста, пролетами 25 метров с
использованием опыта КНР, c большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость , для автомобильного моста, шириной 3,2 метра, грузоподъемностью 2 тонн
, сконструированного со встроенным бетонным настилом по изобретениям : «КОНСТРУКЦИЯ УЧАСТКА ПОСТОЯННОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО МОСТА НЕРАЗРЕЗНОЙ
СИСТЕМЫ, ВОССТАНОВЛЕННОГО С ПРИМЕНЕНИЕМ типовых структурных серии 1.460.3-14 ГПИ "Ленпроектстальконструкция", стальные конструкции покрытий
производственных» № 2022111669 от 25.05.2022, «Сборно-разборный железнодорожный мост» № 2022113052 от 27.05.2022, «Сборно-разборный универсальный мост» № 2022113510
от 21.06.2022, «Антисейсмический сдвиговой компенсатор для гашения колебаний пролетного строения моста» № 2022115073 от 02.06.2022 ) на болтовых соединениях с
демпфирующей способностью при импульсных растягивающих нагрузках, при многокаскадном демпфировании из пластинчатых балок, с применением гнутосварных прямоугольного
сечения профилей многоугольного сечения типа «Молодечно» (серия 1.460.3-14 ГПИ «Ленпроектстальконструкция») с использованием изобретений №№ 2155259 , 2188287, 2136822,
2208103, 2208103, 2188915, 2136822, 2172372, 2228415, 2155259, 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165076, 154506
30
"Влияние монтажных соединений секций разборного железнодорожного моста на его напряженно-деформируемое состояние с использованием сдвигового компенсатора проф
дтн ПГУПС А.М.Уздина на
фрикционно- подвижных ботовых соединениях для обеспечения сейсмостойкого строительства сборно-разборных железнодорожных мостов с антисейсмическими сдвиговыми
компенсаторами
на фланцевых фрикционных соединениях, согласно прилагаемых патентов и изобретениям проф. дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895Ю 1168755, 1174616, 2770777, 858604 ,
165076, 154506 , 2010136746
31
32
Рис.6 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
После прямого упругопластического расчет стальных структурных ферм , организацией «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ разработаны на общественных началах специальные технические
условия по Китайскому (КНР) аналогу начать изготовление опытных упругопластических стальных ферм , для пролетного строения армейского моста, пролетами 25 метров
с использованием опыта КНР, c большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость , для автомобильного моста, шириной 3,2 метра, грузоподъемностью 2
тонн , сконструированного со встроенным бетонным настилом по изобретениям : «КОНСТРУКЦИЯ УЧАСТКА ПОСТОЯННОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО МОСТА НЕРАЗРЕЗНОЙ
33
СИСТЕМЫ, ВОССТАНОВЛЕННОГО С ПРИМЕНЕНИЕМ типовых структурных серии 1.460.3-14 ГПИ "Ленпроектстальконструкция", стальные конструкции покрытий
производственных» № 2022111669 от 25.05.2022, «Сборно-разборный железнодорожный мост» № 2022113052 от 27.05.2022, «Сборно-разборный универсальный мост» № 2022113510
от 21.06.2022, «Антисейсмический сдвиговой компенсатор для гашения колебаний пролетного строения моста» № 2022115073 от 02.06.2022 ) на болтовых соединениях с
демпфирующей способностью при импульсных растягивающих нагрузках, при многокаскадном демпфировании из пластинчатых балок, с применением гнутосварных прямоугольного
сечения профилей многоугольного сечения типа «Молодечно» (серия 1.460.3-14 ГПИ «Ленпроектстальконструкция») с использованием изобретений №№ 2155259 , 2188287, 2136822,
2208103, 2208103, 2188915, 2136822, 2172372, 2228415, 2155259, 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165076, 154506
Рис.7 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
34
35
36
Рис.8 .Аксонометрическая проекция пластического состояния,
структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет ,
структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно изобретениям
проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755,
37
1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
38
Рис.9 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
39
40
Рис.10. .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
Рис.11 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на41предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
42
Рис.12. .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка 43
на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
44
Рис.13. .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
45
46
Рис.14 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на47предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
48
49
Рис.15. .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
50
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
51
52
Рис.16 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
Рис.17 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
Справки по передаче расчета и чертежей быстровозводимого армейского моста из стальных конструкций с применением замкнутых гнутосварных профилей прямоугольного
сечения типа «Молодечно»(серия 1.460ю3-14 «ГПИ «Ленпроектстальконструкция» для системы несущих элементов и элементов сборно –разбороного надвижного строения
железнодорожного моста с быстросъемными компенсаторами со сдвиговой фрикционно0демпфирующей жесткостью » тел ( 951) 644-16-48, (921) 962-67-78, (996) 798-26-54
f6947810@yahoo.com 9219626778@inbox.ru t9516441648@gmail.com
53
Более подробно смотри автора статьи ТОМИЛОВ СЕРГЕЙ НИКОЛАЕВИЧ ВЛИЯНИЕ МОНТАЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ СЕКЦИЙ РАЗБОРНОГО МОСТА НА ЕГО НАПРЯЖЕННОДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ https://elibrary.ru/item.asp?id=43813437
Most Bailey bridge USA kompensator uprugoplastichniy gasitel napryajeniy 390 str

https://ppt-online.org/1235890
Mistroy tex zadanie dogovor proektirovanie sborno-razbornix mostov 500 str
https://ppt-online.org/1237042 https://t-s.today/PDF/25SATS220.pdf
В испытательной лаборатории СПб ГАСУ , испытательном центре СПб ГАСУ, аккредитован Федеральной службой по аккредитации (аттестат № RA.RU.21СТ39, выд. 27.05.2015),
организация"Сейсмофонд" при СПб ГАСУ ОГРН: 1022000000824 и ФГАОУ ВО «СПбПУ» № RA.RU.21ТЛ09 от 26.01.2017, 195251, СПб, ул. Политехническая, д 29, организация «Сейсмофонд»
при СПб ГАСУ 190005, 2-я Красноармейская ул. д 4 ОГРН: 1022000000824, т/ф:694-78-10 https://www.spbstu.ru с6947810@yandex.ru , (996) 798-26-54, (921) 962-67-78 (аттестат №
RA.RU.21ТЛ09, выдан 26.01.2017) проведены испытания фрагментов и узлов сдвиговых компенсаторов проф А. М .Уздина по его изобреиняим
Испытания на соответствие требованиям (тех. регламент , ГОСТ, тех. условия)1. ГОСТ 56728-2015 Ветровой район – VII, 2. ГОСТ Р ИСО 4355-2016 Снеговой район – VIII, 3. ГОСТ 30546.1-98,
ГОСТ 30546.2-98, ГОСТ 30546.3-98 (сейсмостойкость - 9 баллов). (812) 694-78-10, (921) 962-67-78 https://innodor.ru
Санкт -Петербургское городское отделение Всероссийской общественной организации ветеранов "Профсоюз Ветеранов Боевых Действий"
Выводы Перспективы применения быстровозводимых мостов и переправ очевидны. Не имея хорошей
методической, научной, технической и практической базы, задачи по быстрому временному восстановлению
мостовых переходов будут невыполнимы. Это приведет к предсказуемым потерям
Преодоление водных препятствий всегда было существенной проблемой для армии. Все изменилось в начале 1983 году благодаря проф дтн ЛИИЖТ А.М.Уздину , который получил
патент № 1143895, 1168755, 1174616, 2550777 на сдвиговых болтовых соединениях, а инженер -механик Андреев Борис Иванович получил патент № 165076 "Опора сейсмостойкая" и
№ 2010136746 "Способ защита здания и сооружений ", который спроектировал необычный сборно-разборный армейский универсальный железнодорожный мост" с использование
антисейсмических фланцевых сдвиговых компенсаторов, пластический сдвиговой компенсатор ( Сдвиговая прочность при действии поперечной силы СП 16.13330.2011,
Прочностные проверки SCAD Закон Гука ) для сборно-разборного моста" , названный в честь его имени в честь русского ученого, изобретателя "Мост Уздина".
Но сборно-разборный мост "ТАЙПАН" со сдвиговым компенсатором проф дтн ПГУПС Уздина , пока на бумаге. Sborno-razborniy bistrosobiraemiy universalniy most UZDINA PGUPS 453 str
https://ppt-online.org/1162626 https://disk.yandex.ru/d/iCyG5b6MR568RA
Зато, западные партнеры из блока НАТО , уже внедрили похожие изобретения проф дтн ПГУПС Уздина А М. по использованию сдвигового компенсатора под названием армейский Bailey
bridge при использовании сдвиговой нагрузки, по заявке на изобретение № 2022111669 от 27.04.2022 входящий ФИПС 024521 "Конструкция участка постоянного железобетонного
моста неразрезной системы" , № 2021134630 от 06.05.2022 "Фрикционно-демпфирующий компенсатор для трубопроводов", а20210051 от 29 июля 2021 Минск "Спиральная
сейсмоизолирующая опора с упругими демпферами сухого терния" . № а 20210217 от 23 сентября 2021, Минск " Фланцевое соединение растянутых элементов трубопровода со
скошенными торцами"
Однако, на переправе Северский Донец из выжило очень мало русский солдат. В Луганской области при форсировании реки Северский Донец российская армия потеряла много военнослужащих
семьдесят четвёртой мотострелковой бригады из-за отсутствия на вооружение наплавных ложных мостов , согласно изобретениям № 185336, № 77618. Об этом сообщил американский
Институт изучения войны. "11 мая украинская артиллерия с гаубиц М 777 уничтожила российские понтонные мосты и плотно сконцентрированные вокруг них российские войска и технику, в
результате чего, как сообщается, погибло много русских солдат и было повреждено более 80 единиц техники», — отмечается в публикации. По оценке института, войска РФ допустили
значительные тактические ошибки при попытке форсирования реки в районе Кременной, что привело к таким потерям. Ранее в Институте изучения войны отмечали, что российские войска
сосредотачиваются на битве за Северодонецк, отказавшись от плана крупномасштабного окружения ВСУ и выхода на административные границы Донецкой области
https://disk.yandex.ru/i/3ncRcfqDyBToqg
Administratsiya Armeyskie mosti uprugoplasticheskim sdvigovoy jestkostyu 176 str
https://ppt-online.org/1235168
54
Среди прочих мостов , в том числе и современных разборных конструкций мостов, особое место занимает средний автомобильный
разборный мост (САРМ), разработанный в 1968 г. и
модернизированный в 1982 г. для нужд Минобороны СССР. В процессе вывода накопленных на хранении комплектов САРМ в гражданский сектор строительства выяснилась значительная
востребованность этих конструкций, обусловленная следующими их преимуществами: полная укомплектованность всеми элементами моста, включая опоры; возможность перекрытия
пролетов 18,6, 25,6, 32,6 м с габаритами ездового полотна 4,2 м при однопутном и 7,2 м при двухпутном проезде. Паспортная грузоподъемность обозначена как 40 т при однопутном проезде и
60 т при двухпутном проезде.
Так как по ряду геометрических и технических параметров конструкции САРМ не в полной мере соответствуют требованиям современных норм для капитальных мостов, то применение их
ориентировано в основном как временных.
Следует отметить, что при незначительной доработке - постановке современных ограждений и двухпутной поперечной компоновке секций для однополосного движения можно добиться
соответствия требуемым геометрическим параметрам ездового полотна и общей грузоподъемности для мостов на дорогах общего пользования IV и V технической категории.
В статье рассматривается конструктивная особенность штыревых монтажных соединений секций разборного пролетного строения как фактор, определяющий грузоподъемность,
характер общих деформаций и в итоге влияющий на транспортно- эксплуатационные характеристики мостового сооружения.
Целью настоящего исследования является анализ работы штыревых монтажных соединений секций пролетного строения САРМ с оценкой напряженного состояния элементов узла
соединения. Новизной в рассмотрении вопроса полагаем оценку прочности элементов штыревых соединений и ее влияние на общие деформации - прогибы главных балок.
Ключевые слова: пролетное строение; нижний пояс; верхний пояс; штыревое соединение; проушина; прочность; прогиб, методом оптимизации и идентификации статических задач теории
устойчивости надвижного армейского моста (жесткостью) при действии проперченных сил в ПK SCAD СП 16.1330.2011. SCAD п.7.1.1 в механике деформируемых сред и конструкций с учетом
сдвиговой прочности при математическом моделировании.
Введение
Наряду с постоянными, капитальными мостами на автомобильных дорогах общего пользования востребованы сооружения на дорогах временных, объездных, внутрихозяйственных с
приоритетом сборно-разборности и мобильности конструкций надвижного армейского моста (жесткостью) при действии проперченных сил в ПK SCAD СП 16.1330.2011. SCAD п.7.1.1 в
механике деформируемых сред и конструкций с учетом сдвиговой прочности при математическом моделировании методом оптимизации и идентификации статических задач теории
устойчивости надвижного армейского моста (жесткостью) при действии проперченных сил в ПK SCAD СП 16.1330.2011. SCAD п.7.1.1 в механике деформируемых сред и конструкций с учетом
сдвиговой прочности при математическом моделировании.
.
Прокладка новых дорог, а также ремонты и реконструкции существующих неизбежно сопровождаются временными мостами, первоначально пропускающими движение основной
магистрали или решающими технологические задачи строящихся сооружений. Подобные сооружения могут быть пионерными в развитии транспортных сетей регионов с решением освоения
удаленных сырьевых районов.
В книге А.В. Кручинкина «Сборно-разборные временные мосты» [1] сборно-разборные мосты классифицированы как временные с меньшим, чем у постоянных мостов сроком службы,
обусловленным продолжительностью выполнения конкретных задач. Так, для пропуска основного движения и обеспечения технологических нужд при строительстве нового или ремонте
(реконструкции) существующего моста срок службы временного определен от нескольких месяцев до нескольких лет. Для транспортного обеспечения лесоразработок, разработки и добычи
полезных ископаемых с ограниченными запасами временные мосты могут служить до 10-20 лет [1]. Временные мосты применяют также для обеспечения транспортного сообщения сезонного
характера и для разовых транспортных операций.
Особая роль отводится временным мостам в чрезвычайных ситуациях, когда решающее значение имеют мобильность и быстрота возведения для срочного восстановления прерванного
движения транспорта.
В силу особенностей применения к временным мостам как отдельной ветви мостостроения уделяется достаточно много внимания и, несмотря на развитие сети дорог, повышение
технического уровня и надежности постоянных сооружений, задача совершенствования временных средств обеспечения переправ остается актуальной [2].
Что касается материала временных мостов, то традиционно применялась древесина как широко распространенный и достаточно доступный природный ресурс. В настоящее время сталь,
конкурируя с железобетоном, активно расширяет свое применение в сфере мостостроения становясь все более доступным и обладающим лучшим показателем «прочность-масса»
материалом. Давно проявилась тенденция проектирования и строительства стальных пролетных строений постоянных мостов даже средних и малых, особенно в удаленных территориях с
недостаточной транспортной доступностью и слабо развитой
55 единственно возможный материал.
инфраструктурой. Разумеется, для мобильных и быстровозводимых временных мостов сталь - давно признанный и практически
Конструктивное развитие временных мостов можно разделить на следующие направления:
• цельноперевозимые конструкции максимальной заводской готовности, как например «пакетные» пролетные строения, полностью готовые для пропуска транспорта после их установки на
опоры [3];
• складные пролетные строения, способные трансформироваться для уменьшения габаритов при их перевозке1 [4];
• сборно-разборные2 [5; 6].
Разборность конструкций обусловлена необходимостью в перекрытии пролетов длиной, превышающей габаритные возможности транспортировки, отсюда и большое разнообразие
исполнения временных мостов такого типа. Членение пролетного строения на возможно меньшие части с целью ускорения и удобства сборки наиболее удачно реализовано в Российской
разработке «Тайпан» (патент РФ 1375583) или демпфирующий упругопластичный компенсатор гаситель сдвиговых напряжений с учетом сдвиговой жесткости в ПК SCAD ( согласно СП
16.1330.2011 SCAD п.7.1.1- антисейсмическое фланцевое фрикционно-подвижное соединение) для сборно-разборного быстрособираемого армейского моста из стальных конструкций
покрытий производственных здании пролетами 18, 24 и 30 м. с применением замкнутых гнутосварных профилей прямоугольного сечения типа «Молодечно» (серия 1.460.3-14 ГПИ
«Ленпроектстальконструкция» ) для системы несущих элементов и элементов проезжей части армейского сборно-разборного пролетного надвижного строения железнодорожного моста, с
быстросъемными упругопластичными компенсаторами, со сдвиговой фрикционно-демпфирующей прочностью, согласно заявки на изобретение «КОНСТРУКЦИЯ УЧАСТКА
ПОСТОЯННОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО МОСТА НЕРАЗРЕЗНОЙ СИСТЕМЫ, ВОССТАНОВЛЕННОГО С ПРИМЕНЕНИЕМ типовых структурных серии 1.460.3-14 ГПИ
"Ленпроектстальконструкция", стальные конструкции покрытий производственных» № 2022111669 от 25.05.2022, «Сборно-разборный железнодорожный мост» № 2022113052 от 27.05.2022,
«Сборно-разборный универсальный мост» № 2022113510 от 21.06.2022, «Антисейсмический сдвиговой компенсатор для гашения колебаний пролет. строения моста» № 2022115073 от
02.06.2022 и на осн. изобрет 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165076, 858604, 154506, в которой отдельные «модули» не только упрощают сборку-разборку без привлечения
тяжелой техники, но и являются универсальными монтажными марками, позволяющими собирать мосты разных габаритов и грузоподъемности [7; 8].
Основные параметры некоторых инвентарных сборно-разборных мостов
Ожидаемо, что сборно-разборные мобильные мостовые конструкции приоритетным образом разрабатывались и выпускались для нужд военного ведомства и с течением времени
неизбежно попадали в гражданский сектор мостостроения. Обзор некоторых подобных конструкций приведен в ссылке
ВЛИЯНИЕ МОНТАЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ СЕКЦИЙ РАЗБОРНОГО МОСТА НА ЕГО НАПРЯЖЕННОДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ
ТОМИЛОВ СЕРГЕЙ НИКОЛАЕВИЧ 1
ФГБОУ ВО «Тихоокеанский государственный университет», Хабаровск Россия
https://elibrary.ru/item.asp?id=43813437
1
Временные мосты необходимы для обеспечения движения при возведении или ремонте (реконструкции) капитальных мостовых сооружений, оперативной связи прерванных путей в различных
аварийных ситуациях, для разовых или сезонных транспортных сообщений.
В мостах такого назначения целесообразны мобильные быстровозводимые конструкции многократного применения. Инвентарные комплекты сборно-разборных мостов разрабатывались и
производились прежде всего в интересах военного ведомства, но в настоящее время широко востребованы и применяются в гражданском секторе мостостроения в силу их экономичности,
мобильности, доступности в транспортировке. Среди прочих, в том числе и современных разборных конструкций мостов, особое место занимает средний автомобильный разборный мост
(САРМ), разработанный в 1968 г. и модернизированный в 1982 г. для нужд Минобороны СССР. В процессе вывода накопленных на хранении комплектов САРМ в гражданский сектор
строительства выяснилась значительная востребованность этих конструкций, обусловленная следующими их преимуществами: полная укомплектованность всеми элементами моста, включая
опоры; возможность перекрытия пролетов 18,6, 25,6, 32,6 м с габаритами ездового полотна 4,2 м при однопутном и 7,2 м при двухпутном проезде...
Однако, смотрите ссылку антисейсмический сдвиговой фрикционно-демпфирующий компенсатор, фрикци-болт с гильзой, для соединений секций разборного моста https://pptonline.org/1187144
Более подробно смотри автора статьи ТОМИЛОВ СЕРГЕЙ НИКОЛАЕВИЧ ВЛИЯНИЕ МОНТАЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ СЕКЦИЙ РАЗБОРНОГО МОСТА НА ЕГО НАПРЯЖЕННОДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ https://elibrary.ru/item.asp?id=43813437
Most Bailey bridge USA kompensator uprugoplastichniy gasitel napryajeniy 390 str

https://ppt-online.org/1235890
Mistroy tex zadanie dogovor proektirovanie sborno-razbornix mostov 500 str
56
https://ppt-online.org/1237042 https://t-s.today/PDF/25SATS220.pdf
Несмотря на наличие современных разработок [7; 8], инвентарные комплекты сборно-разборных мостов в процессе вывода их из мобилизационного резерва широко востребованы в
гражданском секторе мостостроения в силу их экономичности, мобильности, доступности в транспортировке и многократности применения [9; 10].
Среди описанных в таблице 1 инвентарных комплектов мостов особое место занимает САРМ (средний автомобильный разборный мост) 4 . Разработанный в 1968 г. и модернизированный в
1982 г. инвентарный комплект позволяет перекрывать пролеты 18,6, 25,6 и 32,6 м с габаритом ездового полотна 4,2 м при однопутном и 7,2 м при двухпутном проезде (рисунок 1). Удобный и
эффективный в применении комплект САРМ в процессе вывода накопленных на хранении конструкций в гражданский сектор строительства показал значительную востребованность,
обусловленную, кроме отмеченных выше преимуществ также и полную укомплектованность всеми элементами моста, включая опоры. Факт широкого применения конструкций САРМ в
гражданском мостостроении отмечен тем, что федеральное дорожное агентство «Росавтодор» в 2013 году выпустило нормативный документ ОДМ 218.2.029 - 20135, специально
разработанный для применения этого инвентарного комплекта.
К недостаткам проекта САРМ следует отнести несоответствия некоторых его геометрических и конструктивных параметров действующим нормам проектирования: габариты ездового
полотна 4,2 м при однопутном и 7,2 м при двухпутном проезде, также штатные инвентарные ограждения (колесоотбои) не соответствуют требованиям действующих норм СП
35.1333.20116, ГОСТ Р 52607-20067, ГОСТ 26804-20128. Выполнение требований указанных выше норм может быть обеспечено ограничением двухсекционной поперечной компоновки
однопутным проездом с установкой добавочных ограждений [10] или нештатной поперечной компоновкой в виде трех и более секций, рекомендуемой нормами ОДМ 218.2.029
20135.
Пролетное строение среднего автомобильного разборного моста (САРМ) в продольном направлении набирается из средних и концевых секций расчетной длиной 7,0 и 5,8 м соответственно.
Количество средних секций (1, 2 или 3) определяет требуемую в каждом конкретном случае длину пролета 18,6, 25,6, 32,6 м (рисунок 1).
Объединение секций в продольном направлении в сечениях 3 (рисунок 1) выполняется с помощью штырей, вставляемых в отверстия (проушины) верхнего и нижнего поясов секций. В поперечном
направлении в стыке одной секции расположены два штыревых соединения в уровне верхнего и два - в уровне нижнего пояса (рисунок 2).
4 Средний автодорожный разборный мост. Техническое описание и инструкция по эксплуатации / Министерство обороны СССР. -М.: Военное изд-во мин. обороны СССР, 1982. - 137 с.
5 Методические рекомендации по использованию комплекта среднего автодорожного разборного моста (САРМ) на автомобильных дорогах в ходе капитального ремонта и реконструкции
капитальных искусственных сооружений: Отраслевой дорожный методический документ ОДМ 218.2.029 - 2013. - М.: Федеральное дорожное агентство (РОСАВТОДОР), 2013. - 57 с.
6 Свод правил. СП 35.13330.2011. Мосты и трубы. Актуализированная редакция СНиП 2.05.03-84* (с Изменениями № 1, 2) / ОАО ЦНИИС. - М.: Стандартинформ, 2019.
7 ГОСТ Р 52607-2006. Технические средства организации дорожного движения. Ограждения дорожные удерживающие боковые для автомобилей. Общие технические требования / ФДА
Минтранса РФ, ФГУП РосдорНИИ, Российский технический центр безопасности дорожного движения, ОАО СоюздорНИИ, МАДИ (ГТУ), ДО БДД МВД России, НИЦ БДДМВД России. - М.:
Стандартинформ, 2007, - 21 с.
8 ГОСТ 26804-2012. Ограждения дорожные металлические барьерного типа. Технические условия / ЗАО СоюздорНИИ, ФГУП РосдорНИИ, ООО НПП «СК Мост». - М.: Стандартинформ,
2014, - 24 с.
Страница 4 из 14
25SATS220
1 - концевая секция; 2 - средняя секция; 3 - сечения штыревых соединений секций
Рисунок : Томилова Сергей Николаевича вставлен
57
Рисунок 1. Фасад пролетного строения разборного моста САРМ с вариантами длины 18,6 м (а), 25,6 м (б), 32,6 м (в) (разработано автором)
Каждое соединение верхнего пояса секций включает тягу в виде пластины с двумя отверстиями и два вертикальных штыря, а соединение нижнего пояса выполнено одним горизонтальным
штырем через проушины смежных секций (рисунок 4).
Таким образом, продольная сборка пролетного строения осуществляется путем выгрузки и проектного расположения секций, совмещения проушин смежных секций и постановки штырей.
1 - штыревые соединения верхнего пояса; 2 - штыревые соединения нижнего пояса; а - расстояние между осями штыревых соединений
Рисунок 19. Двухсекционная компоновка поперечного сечения пролетного строения (разработано автором)
Постановка задачи
58
Штыревое соединение секций пролетных строений позволяет значительно сократить время выполнения работ, но это обстоятельство оборачивается и недостатком - невозможностью
обеспечения плотного соединения при работе его на сдвиг. Номинальный диаметр соединительных штырей составляет 79 мм, а отверстий под них и проушин - 80 мм.
Разница в 1 мм необходима для возможности постановки штырей при сборке пролетных строений.
Цель настоящего исследования - оценить напряженное состояние узла штыревого соединения, сравнить возникающие в материале элементов соединения напряжения смятия и среза с
прочностными параметрами стали, возможность проявления пластических деформаций штыря и проушин и как следствие - их влияние на общие деформации пролетного строения.
Штыревые соединения как концентраторы напряжений в конструкциях мостов уже привлекали внимание исследователей [11] и также отмечался характерный для транспортных
сооружений фактор длительного циклического воздействия [8]. Изначально неплотное соединение «штырь-проушина» и дальнейшая его выработка создает концентрацию напряжения до 20 %
против равномерного распределения [11], что может привести к ускорению износа, особенно с учетом цикличного и динамического воздействия подвижной автотранспортной нагрузки.
В настоящей статье рассмотрены напряжения смятия и деформации в штыревых соединениях и как их следствие - общие деформации (прогибы) пролетного строения. Оценка
напряженного состояния в соединении выполнена исходя из гипотезы равномерного распределения усилий по расчетным сечениям.
Сравнительный расчет выполним для распространенного пролета 32,6 м в следующей последовательности: прочность основного сечения одной секции при изгибе; прочность штыревого
соединения по смятию металла проушин; прочность металла штыря на срез.
Паспортная (проектная) грузоподъемность при двухсекционной поперечной компоновке и двухпутном ездовом полотне - временные вертикальные нагрузки Н-13, НГ-60 по нормам СН 200621. Так как конструкции САРМ запроектированы на нагрузки, уступающие современным, то для обеспечения приемлемой грузоподъемности можно использовать резервы в компоновке например двухсекционная поперечная компоновка будет пропускать только одну полосу движения, что на практике зачастую не организовано и транспорт движется двумя встречными
полосами. Рассмотрим именно такой случай и в качестве полосной автомобильной нагрузки примем А11 по СП 35.1333.20116, хотя и меньшую, чем принятая для нового проектирования А14, но
в полной мере отражающую состав транспортных средств регулярного поточного движения. При постоянстве поперечного сечения по длине пролета и исходя из опыта проектирования для
оценочного усилия выбираем изгибающий момент.
В работе основного сечения одной секции при изгибе участвуют продольные элементы верхнего и нижнего пояса: верхним поясом являются лист настила шириной 3,0 м, продольные
швеллеры и двутавры № 12; нижним поясом являются два двутавра № 23Ш2 (рисунок 3).
Предельный момент, воспринимаемый основным сечением секции (рисунок 3)
где Ry = 295 МПа - расчетное сопротивление стали 15ХСНД; I - момент инерции сечения секции относительно оси изгиба; - максимальная ордината расчетного сечения относительно оси
изгиба.
1 - лист настила толщиной 0,006м; 2 - швеллер № 12 по ГОСТ 8239; 3 - двутавр № 12 по ГОСТ 8240; 4 - двутавр № 23Ш2 по ТУ 14-2-24-72
59
Рисунок 203. Поперечное сечение секции пролетного строения САРМ с выделением продольных элементов с функциями верхнего и нижнего пояса при изгибе (разработано автором)
Данные расчета по (1) приведены в таблице 2.
Расчет предельного изгибающего момента основного сечения секции САРМ
Расчет предельного изгибающего момента основного сечения секции САРМ
Для сравнительной оценки несущей способности основного сечения секции (предельный изгибающий момент, таблица 2) представим расчетный изгибающий момент от временной нагрузки
А11 для двухпутного проезда, а именно 1 полоса А11 - на 1 секцию в поперечном направлении.
Для выделения полезной части грузоподъемности из предельного удерживается изгибающий момент от постоянной нагрузки. Расчетными сечениями по длине пролета принимаем его
середину и сечение штыревого соединения, ближайшее к середине пролета. Результаты расчета путем загружения линий влияния изгибающего момента в выбранных сечениях приведены в
таблице 3.
Как видно, предельный изгибающий момент основного сечения секции (3894,9 кН-м) только на 59,4 % обеспечивает восприятие момента (1134,5 + 5418,6 = 6553,1 кН-м) от суммы
постоянной и временной А11 расчетных нагрузок.
Оценить напряженное состояние металла проушин по смятию штырем можно по схеме контакта штыря с внутренней поверхностью проушин, где усилие N с плечом a составляет
внутренний момент, уравновешивающий внешний, обусловленный нагрузкой на пролет (рисунок 4).
60
Рисунок 21. Схема штыревого соединения нижнего пояса, вид сверху (разработано автором). Но , есть упругопластический сдвиговой компенсатор гаситель сдвиговых напряжений для быстро
собираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для сборно–разбороного железнодорожного армейского моста и он надежнее
1 - одинарная проушина; 2 - двойная проушина; 3 - штырь
Сравним полученные в (3) и (4) результаты с прочностными характеристиками стали 15ХСНД, из которой изготовлены несущие элементы моста САРМ, таблица 4.
Следует определить суммарный расчетный изгибающий момент М от постоянной Мпост и временной Мвр (А11) нагрузок для сечения ближайшего к середине пролета стыка по данным
таблицы 3.
M = Mпост + Mвр = 1081,2 + 5195,3 = 6276,5 кН- м.
1 - вертикальный штырь верхнего пояса; 2 - горизонтальный штырь нижнего пояса
Рисунок 22. Схема стыка секций пролетного строения для пластического состояния с медной гильзой , структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку ,
состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
При суммарной толщине элементов проушины нижнего пояса, сминаемых в одном направлении, 0,06 м и диаметре штыря 0,079 м площадь смятия составит А = 0,06-0,079 = 0,0047 м2 на
один контакт (рисунок 5). При наличии двух контактов нижнего пояса в секции напряжение смятия металла проушины составит
Для расчета сечения штыря на срез следует учесть, что каждый из двух контактов на секцию имеет две плоскости среза (рисунок 5), тогда напряжение сдвига
Примечание:расчетные сопротивления стали смятию и сдвигу определены по таблице 8.3 СП 35.13330.20116 (составлено автором)
61
Сравнение полученных от воздействия нагрузки А11 напряжений с характеристиками прочности стали 15ХСНД
Напряжение сдвига в штыре превосходит расчетное сопротивление стали, а напряжение смятия в контакте штырь-проушина превосходит как расчетное сопротивление, так и предел
текучести, что означает невыполнение условия прочности, выход металла за предел упругости и накопление пластических деформаций при регулярном и неорганизованном воздействии
временной нагрузки А11.
Практическое наблюдение
В организациях, применяющих многократно использованные конструкции САРМ, отмечают значительные провисы (прогибы в незагруженном состоянии) пролетных строений, величина
которых для длин 32,6 м доходит до 0,10-0,15 м. Это создает искажение продольного профиля ездового полотна и негативно влияет на пропускную способность и безопасность движения. При
этом визуально по линии прогиба отчетливо наблюдаются переломы в узлах штыревых соединений секций. При освидетельствовании таких пролетных строений отмечается повышенный зазор
между штырем и отверстием (рисунок 6).
Рисунок 23. Повышенный зазор в штыревом соединении секций пролетного строения САРМ (разработано автором)
Смещения в штыревых соединениях, обусловленные пластическими деформациями перенапряженного металла, определяют величину общих деформаций (прогибов) пролетных строений
(рисунок 7).
62
Рисунок 7. Схема общих деформаций вследствие смещения в штыревых соединениях (разработано автором)
Полное смещение (подвижка) на одно соединение с0 = с + с2, где с1 = 1 мм - исходное конструктивное; с2 - добавленное за счет смятия в соединении (рисунок 7).
Вертикальное перемещение f (прогиб) в середине пролета для рассмотренного примера будет суммой xi и Х2 (рисунок 7).
f = Xi + Х2.
Величины x1 и x2 можно определить, зная углы а и 2а, которые вычисляются через угол
где а - расстояние между осями штыревых соединений верхнего и нижнего поясов; I1 - длина средней секции пролетного строения; I2 - длина концевой секции пролетного строения.
В качестве примера рассмотрим временный объездной мост через р. Черниговка на автодороге Хабаровск - Владивосток «Уссури», который был собран и эксплуатировался в составе одного
пролета длиной 32,6 м из комплекта САРМ на период строительства постоянного моста. Были отмечены значительные провисы пролетных строений временного моста величиной в пределах
130-150 мм в середине пролета, что вызвало беспокойство организаторов строительства. При обследовании была установлена выработка всех штыревых соединений главных ферм в среднем
на 2,5 мм сверх номинального 1 мм.
Таким образом смещение (подвижка) на одно соединение с0 = с1 + с2 = 1 + 2,5 = 3,5 мм, а так как в уровне верхнего пояса в качестве связующего элемента применена продольная тяга с
двумя отверстиями и двумя расположенными последовательно штырями, то суммарное смещение, отнесенное к уровню нижнего пояса с = 3,5-3 = 10,5 мм.
Далее следуют вычисления по формулам (5) при а = 1,37 м; h = 7,0 м; I2 = 5,8 м.
а = arcsin 0,0105 = 0,205o; а = 2 • 0,205 = 0,41o; xi = 7,0 • sin 0,41 = 0,05 м;
2
2 • 1,47 1
2а = 2 • 0,41 = 0,82o; x2 = 5,8 • sin 0,82o = 0,083 м.
Полная величина прогиба f = Х1 + Х2 = 0,05 + 0,083 = 0,133 м, что вполне согласуется с фактически замеренными величинами f.
Основной текст набирается шрифтом Times New Roman, размер 10 пт, межстрочный интервал -1. Абзацный отступ в основном тексте составляет 1.25 см.
Тезисы могут быть разбиты на разделы. Заголовок раздела выделяется жирным шрифтом и отделяется от текста раздела дополнительным интервалом 6 пт.
Рисунки располагаются в тексте и сопровождаются подписями непосредственно под рисунком (размер шрифта 9 пт). Перед рисунком должна быть ссылка на него и при необходимости
дано описание рисунка. Рисунки внедряются из файлов в любом графическом формате, обеспечивающем высокое качество и малый объем требуемого дискового пространства. Ссылки на
литературу указываются в квадратных скобках и нумеруются в порядке следования [1, 2]. Формулы набираются в редакторе формул Microsoft Equation 3.0. Таблицы вставляются после ссылок на
них и обеспечиваются названиями, напечатанными шрифтом 9 пт.
63
64
Рис.24 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
Расчет предельного равновесия для пролетных строений ферм мост проводился с учетом , сейсмических требованиям к стальным каркасам , как в США STAR
SEISMIC USA или новые конструктивные решения антисейсмических демпфирующих связей Кагановского
СЕЙСМИЧЕСКАЯ ЗАЩИТА КАРКАСОВ RC С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ фланцевых фрикционных компенсаторов США Seismic demands on steel braced frame bu
Seismic_demands_on_steel_braced_frame_bu
https://ru.scribd.com/document/489003023/Seismic-Demands-on-Steel-Braced-Frame-Bu-1
https://ppt-online.org/846004
https://yadi.sk/i/D6zwaIimCrT5JQ
65
http://www.elektron2000.com/article/1404.html
https://ppt-online.org/827045
https://ppt-online.org/821532
66
Рис.25. .Аксонометрическая проекция пластического состояния,
структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет ,
структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755,
1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
67
Рис.26 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка 68
на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
69
70
Рис.27. .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
71
72
73
74
75
76
Рис.28. .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка 77
на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
78
79
80
81
82
Рис.29 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная
83
схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести
при прямом упругопластическом расчет , структурной
стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616,
2550777, 2010136746, 165075, 154506
84
85
86
Рис.30 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
87
88
89
90
91
92
93
Рис.31. .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
94
95
Рис.32. .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
96
Специальный репортаж газеты «Армия Защитников Отечества", при СПб ГАСУ об использовании надвижного
армейского моста дружбы для применения единственный способ спасти жизнь русских и украинцев , объединение,
покаяние, против истинного врага глобалистов -сатанистов-торгашей-ростовщиков № 8 (8) от 19.01.23 Тезисы,
доклад, аннотация для публикации в сборнике ЛИИЖТа IV Бетанкуровского международного инженерного форума ПГУПС ОО
"Сейсмофонд" при СПб ГАСУ 19.01.23 т (812) 694-78-10 kart2202200786697505@gmail.com sber2202200786697605@gmail.com
6947810@mail.ru
97
Испытательного центра СПб ГАСУ, аккредитован Федеральной службой по аккредитации (аттестат № RA.RU.21СТ39,
выдан 27.05.2015),
ОО "Сейсмофонд" ОГРН: 1022000000824 8126947810@rambler.ru т/ф 694-78-10, (921) 962-67-78
190005, СПб, 2-я Красноармейская ул д 4
98
Специальные технические условия монтажных соединениий упругоплатических стальных ферм , пролетного строения моста из
стержневых структур, МАРХИ ПСПК", "Кисловодск" ( RU 80471 "Комбинированная пространсвенная структура" ) с большими
пермещениями на предельное равновесие и приспособляемость ( А.Хейдари, В.В.Галишникова) https://ppt-online.org/1148335
https://disk.yandex.ru/i/z59-uU2jA_VCxA
99
Специальные технические условия монтажных соединений упругоплатических стальных ферм ,
пролетного строения моста из стержневых структур, МАРХИ ПСПК", "Кисловодск" ( RU 80471
"Комбинированная пространсвенная структура" ) с большими пермещениями на предельное
равновесие и приспособляемость ( А.Хейдари, В.В.Галишникова) kart2202200786697505@gmail.com
karta2202200640855233@gmail.com sber2202200786697605@gmail.com
fakh8126947810@gmail.com
fax8126947810@gmail.com
Рис.33 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на100
предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
Рис.34 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
101
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
102
РАСЧЕТ УПРУГОППЛАСТИЧЕСКОГО СТРУКТУРНОГО СБОРОНО РАЗБОРОНОГО МОСТА НА
ОСНОВЕ ТРЕХГРАННОЙ БЛОК-ФЕРМЫ на напряженно деформируемое состояние (НДС)
структурных стальных ферм с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость на пример расчет китайского моста из сверхлегких, сверхпрочных полимерных
гибридных материалов GFRP-MЕТАЛЛ, с использование стекловолокна для армейского быстро
собираемого моста, для чрезвычайных ситуациях , длинною 51 метра , грузоподъемностью 200 kN, из
трубчатых GFRP-элементов
(Полный вес быстро собираемого китайского моста 152 kN ), для использования при чрезвычайных
ситуациях для Народной Китайской Республики и на основе строительство моста для грузовых
автомобилей, из пластинчато-балочных стальных ферм при строительстве переправы ( длиной
205 футов) через реку Суон , в штате Монтана (США), со встроенным бетонным настилом и
натяжными элементами верхнего и нижнего пояса стальной фермы со значительной экономией
строительных материалов
УДК 624.07
А.М.Уздин докт. техн. наук, профессор кафедры «Теоретическая механика» ПГУПС 6947810@mail/ru
Х.Н.Мажиев -. Президент ОО «СейсмоФонд» при СПб ГАСУ mob9967982654@yandex.ru
103
А.И.Кадашов - стажер СПб ГАСУ, зам президента организации «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ sber2202200786697605@gmail.com
Е.И.Андреева зам Президента организации «СейсмоФонд», инженер –механик ЛПИ им Калинина
Научные консультанты по недению изобретений проф дтн П.М.Уздина изобретенных еще в СССР в ЛИИЖТе проф дтн ПГУПС Уздиным А.М №№ 1143895,
1168755, 1174616, 2550777, 165076, 154506, 1760020 2010136746, с натяжными диагональными элементами верхнего и нижнего пояса ферм и с креплениями
болтовыми и сварочными креплениями, ускоренным способом и сконструированным со встроенным фибробетонным настилом, с пластическими шарнирами,
по с расчетом , как встроенное пролетное строение железнодорожного ( штат Минисота , река Лебедь) и автомобильного моста ( штат Монтана , река
Суон) для более точного расчета ПK SCAD инженерами организации «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ , при распределения нагрузок на полосу движения
железнодорожного и грузового автомобильного транспорта, по отдельным фермам, и была рассчитана с использованием 3D –модели конечных элементов в
США, при финансировании проектных и строительных работ ускоренной переправы через реку Суон Министерством транспорта США и Строительным
департаментом штата Монтана США kart2202200786697505@gmail.com
Богданова И А зам Президента организации «СейсмоФонд», инженер –стрроитель СПб ГАСУ karta2202200640855533@gmail.com ( 921) 962-67-78
Безвозмездно оказала помощь при расчет в ПK SCAD прямой упругоплатический расчет стальных ферм пролетом 60 метро для однопутного
железнодорожного моста грузоподьемностью 70 тонн , ширина пути 3, 5 для перправы через реку Днепр в Смоленской области для военных целях
f6947810@yahoo.cpm
Научный консультан прямого упругопластического расчет стальных американских пролтетных ферм с большими перемешениями на прельное
равновестие и приспособлчемость , теоретическеи основы расчет на плпмтиснмелн предельное 104
равновесие и приспособляемость и упругоплатическое
поведение стального стержня и бронзовой или тросовй втулки , гильзы и бота с пропиленным пазом болгаркой для создания упругоплатическо
соедения пролетного строения для создания предельного равновесия
Титова Тамила Семеновна Первый проректор - проректор по научной работе - Ректорат, Заведующий кафедрой - Кафедра «Техносферная и
экологическая безопасность»,
Заместитель Председателя - Учёный совет Контакты: (812) 436-98-88 (812) 457-84-59 titova@pgups.ru Санкт-Петербург, Московский пр., д. 9, ауд. 7-223
оказала помощь при расчет в лабораторных испытаниях в ПK SCAD и перводе на русский американских и китайских публикаций , чертежей, о
прямом упругоплатическом расчете стальных ферм пролетом 60 метро для однопутного железнодорожного моста грузоподьемностью 70 тонн ,
ширина пути 3, 5 для перправы опытного, учебного сбороно- разбороно моста через реку Днепр в Смоленской области для военных целях в Новроссии
ЛНР, ДНР соместро с Белорусской Республики 8126947810@rambler.ru
Бенин Андрей Владимирович
- научный консультан
по проведению лабортаорных испытаний в ПК SCAD узлов , фрагментов и математических
моделей прямого упругопастического расчет пролетных строений армейского быстрособираемого железножорожного моста с большими перемещениями на
предельное равновесие и приспособляемость с учета опыта американских и китайских инженеров из шатат Монтана и Минисота при переправе через реку
Суон и Лебедь в штате Министоа ( см Китайскую статью на английском языке)
Контакты: rodinailismert@list.ru
(812) 457-80-19, (812) 310-31-28, nich@pgups.ru
Санкт-Петербург, Московский пр., д. 9, ауд. 7-225
СМК РД 09.36-2022 «Положение о Научно-исследовательской части» (sig)
Контакты (812) 310-31-28, 58-019 Санкт-Петербург, Московский пр., д. 9, ауд. 7-225
Видюшенков Сергей Александрович -- научный
консультан
по проведению лабортаорных испытаний в ПК SCAD узлов , ффрагментов и
математических моделей прямого упругопастического расчет пролетных строений армейского быстрособираемого железножорожного моста с большими
перемещениями напредельное равновесие и приспособлемость с учето опыта американских и китайских инженеров из шатат Монтан и Министоа при
переправе через реку Суон и Лбедь в шатет Министоа ( см Китайскую статью на английском языке)
105
Контакты: (812) 457-82-34
СМК РД 09.31-2020 «Положение о кафедре ФГБОУ ВО «Петербургский государственный университет путей сообщения
Императора Александра I»
Контакты
pmik@pgups.ru (812) 457-82-34 (812) 571-53-51
Санкт-Петербург, Московский пр., д. 9, ауд. 3-309
Декан факультета
Андрей Вячеславович ЗАЗЫКИН--- научный
консультан
по проведению лабортаорных испытаний в ПК SCAD узлов , ффрагментов и
математических моделей прямого упругопастического расчет пролетных строений армейского быстрособираемого железножорожного моста с большими
перемещениями напредельное равновесие и приспособлемость с учето опыта американских и китайских инженеров из шатат Монтан и Министоа при
переправе через реку Суон и Лбедь в шатет Министоа ( см Китайскую статью на английском языке) https://www.spbgasu.ru/Studentam/Fakultety/Avtomobilnotransportnyy_fakultet/ Контакты автомобильно-дорожного факультета
Адрес:
Санкт-Петербург, Курляндская ул., д. 2/5
Адрес для корреспонденции: СПбГАСУ, 2-я Красноармейская ул., д. 4, г. Санкт-Петербург, Россия, 190005
Деканат:
Каб. 102-К
На карте
Тел.:
(812) 251-93-61, (812) 575-01-82, (812) 575-05-12
E-mail:
faat@spbgasu.ru
ВКонтакте:
https://vk.com/id337348801
Задать вопрос о приёме на факультет:
Заместителю ответственного секретаря приёмной комиссии СПбГАСУ по работе на автомобильно-дорожном факультете
Щербакову Александру Павловичу
➠ Писать на электронную почту: shurbakov.aleksandr@yandex.ru
106
Расчет упругопластических неразрезных с учетом приспособляемости выполнен организацией
«Сейсмофонд» в СПб ГАСУ 21 января 2023 в ПК SCAD метод предельного равновесия для расчета
статически неопределенных стальных ферм конструкций. Теория и практика и упругопластический расчет в
SCAD методом предельного равновесия статически неопределимых неразрезных ферм с учетом
приспособляемость с большими перемещениями на предельное равновесие на основе применения и
использования при расчет в ПК SCAD изобретений проф дтн ЛИИЖТ А.М.Уздина № 1143895, 1174616,
1143895, 2550777, 2010136746, 165076, 154506, 176020
107
108
Рис.35 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
В работе проведен расчет по методу предельного равновесия (далее МПР) позволяет, как уже известно,
вскрыть резервы прочности конструкций за счет учета пластических и других неупругих свойств материалов. В
результате расчеты статически неопределимых конструкций по МПР являются более выгодными, чем по
упругой стадии, и могут приводить к экономии материалов.
Экономичность МПР зависит от большого ряда факторов, в числе которых наиболее важную роль играет
степень статической неопределимости конструкции.
Рассмотрим дважды статически неопределимую китайскую балку, изображенную в аксонометрической проекции и ее
пластическое состояние и структурную схему на приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом
упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС
А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
109
Рис.36
.Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную
нагрузку
,
состояние
стержня
в
конце
цикла
интерации
,
110
текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно изобретениям проф
дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
Рис.37. Показана китайская стальная ферма которая рассчитывалась УПРУГОППЛАСТИЧЕСКОГО
СТРУКТУРНОГО СБОРОНО РАЗБОРОНОГО МОСТА НА ОСНОВЕ ТРЕХГРАННОЙ БЛОК-ФЕРМЫ
на напряженно деформируемое состояние (НДС) структурных стальных ферм с большими
перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость на пример расчет китайского
моста из сверхлегких, сверхпрочных полимерных гибридных материалов GFRP-MЕТАЛЛ, с
использование стекловолокна для армейского быстро собираемого моста, для чрезвычайных
ситуациях , длинною 51 метра , грузоподъемностью 200 kN, из трубчатых GFRP-элементов (Полный
вес быстро собираемого китайского моста 152 kN ), для использования при чрезвычайных ситуациях
для Народной Китайской Республики и на основе строительство моста для грузовых автомобилей,
из пластинчато-балочных стальных ферм при строительстве переправы ( длиной 205 футов) через
реку Суон , в штате Монтана (США), со встроенным бетонным настилом и натяжными
элементами верхнего и нижнего пояса стальной фермы со значительной экономией строительных
материалов
111
Балка обладает одинаковой прочностью на изгиб по всей длине. На рис.1 показана эпюра изгибающих
моментов в упругой стадии от нагрузки q=1.
112
Рис.38. Показан расчет китайской стальная ферма которая рассчитывалась
УПРУГОППЛАСТИЧЕСКОГО СТРУКТУРНОГО СБОРОНО РАЗБОРОНОГО МОСТА НА ОСНОВЕ
ТРЕХГРАННОЙ БЛОК-ФЕРМЫ на напряженно деформируемое состояние (НДС) структурных
стальных ферм с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость на
пример расчет китайского моста из сверхлегких, сверхпрочных полимерных гибридных материалов
GFRP-MЕТАЛЛ, с использование стекловолокна для армейского быстро собираемого моста, для
чрезвычайных ситуациях , длинною 51 метра , грузоподъемностью 200 kN, из трубчатых GFRPэлементов (Полный вес быстро собираемого китайского моста 152 kN ), для использования при
чрезвычайных ситуациях для Народной Китайской Республики и на основе строительство моста
для грузовых автомобилей, из пластинчато-балочных стальных ферм при строительстве
переправы ( длиной 205 футов) через реку Суон , в штате Монтана (США), со встроенным бетонным
настилом и натяжными элементами верхнего и нижнего пояса стальной фермы со значительной
экономией строительных материалов
С точки зрения расчета системы как упругой данная нагрузка является разрушающей - обозначим ее как qу
. Пластические шарниры образуются на опорах. Следовательно, значение этой разрушающей нагрузки будет:
q= 12M/L
Где Мт - опорный момент.
Рис. 40 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
Рис.41 .Аксонометрическая проекция пластического состояния,
структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на
предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет ,
структурной стальной фермы с большими перемещениями на
предельное равновесие и приспособляемость согласно
113
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895,
1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
Между тем балка работала до сих пор только в пределах упругой стадии. Она сохранила свою геометрическую
неизменяемость и способна поэтому нести дополнительную нагрузку вплоть до образования третьего пролетного шарнира.
Пролетный шарнир возникает тогда, когда с ростом нагрузки момент в середине пролета тоже достигнет
величины:
РАСЧЕТ УПРУГОППЛАСТИЧЕСКОГО СТРУКТУРНОГО СБОРОНО-РАЗБОРОНОГО МОСТА НА
ОСНОВЕ ТРЕХГРАННОЙ МЕТАЛЛОДЕРЕВЯННОЙ БЛОК-ФЕРМЫ на напряженно деформируемое
состояние (НДС) структурных стальных ферм с большими перемещениями на предельное
равновесие и приспособляемость на пример расчет китайского моста из сверхлегких, сверхпрочных
полимерных гибридных материалов GFRP-MЕТАЛЛ, с использование стекловолокна для армейского
быстро собираемого моста, для чрезвычайных ситуациях , длинною 51 метра , грузоподъемностью
200 kN, из трубчатых GFRP-элементов (Полный вес быстро собираемого китайского моста 152 kN ),
для использования при чрезвычайных ситуациях для Народной Китайской Республики и на основе
строительство моста для грузовых автомобилей, из пластинчато-балочных стальных ферм при
строительстве переправы ( длиной 205 футов) через реку Суон , в штате Монтана (США), со
встроенным бетонным настилом и натяжными элементами верхнего и нижнего пояса стальной
фермы со значительной экономией строительных материалов.
Леоненко А.В. научный руководитель канд. техн. наук Деордиев С.В.
Сибирский федеральный университет
114
Рис.42 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
115
Рис.43 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
116
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на
предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
117
Рис.44 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
Упругопластические расчет стальных ферм с большими перемещениями на предельное
равновесие и приспособляемость всегда была одним из наиболее распространённых материалов
используемых для строительства на территории нашей страны. Это обусловлено не только
тем, что она всегда была и остаётся самым доступным и сравнительно недорогим
материалом, но и наличием целого ряда других преимуществ по сравнению с другими
традиционными материалами. Древесина имеет высокие прочностные характеристики при
достаточно небольшой плотности, а значит и небольшом собственном весе, что в свою очередь
исключает необходимость сооружения массивных и дорогостоящих фундаментов. Кроме того
к положительным свойствам древесины как строительного материала относятся: низкая
теплопроводность, способностью
противостоять
климатическим
воздействиям,
воздухопроницаемость, экологическая чистота, а также природной красота и декоративностью,
что для современных строений играет немаловажную роль.
Упругопластические расчет стальных ферм с большими перемещениями на предельное
равновесие и приспособляемость структуры и обладают рядом преимуществ, правильное
использование которых позволяет повысить экономическую эффективность по сравнению с
традиционными решениями. К преимуществам относятся: пространственность работы системы;
повышенная надёжность от внезапных разрушений; возможность перекрытия больших пролётов;
удобство проектирования подвесных потолков; максимальная унификация узлов и элементов;
существенное снижение транспортных затрат; возможность использования совершенных методов
монтажа-сборки на земле и подъёма покрытия крупными блоками; архитектурная
выразительность и возможность применения для зданий различного назначения.
В качестве объекта исследования и компоновки структурного покрытия принята
металлодеревянная блок-ферма пролетом 18 метров (рис. 1). Конструкция блок-фермы
118
представляет собой двускатную четырехпанельную пространственную
ферму, верхний пояс
которой выполнен из однотипных клеефанерных плит, пространственная решетка регулярного
типа выполнена из деревянных поставленных V-образно взаимозаменяемых раскосов, верхний
пояс соединен по концам с нижним поясом раскосами через опорные узлы. Нижние узлы крайних
и средних раскосов соединены между собой металлическим элементом нижнего пояса, средний
элемент нижнего пояса выполнен из круглой стали, также в ферму введены крайние стальные
стержни нижнего пояса, имеющие по концам V-образное разветвление и напрямую соединяющие
опорные узлы со средним стальным элементом нижнего пояса [1]
Рис. 45. Блок ферма пролетом 18м Рис.1 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку ,
состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
Структурное покрытие представляет собой совокупность одиночных блок-ферм связанных между собой в узлах примыкания раскосов решетки к верхнему
поясу и установки дополнительных затяжек между узлами раскосов, что позволяет комбинировать структурные покрытия различных пролетов.
С помощью программного комплекса SCAD v.11.5, реализующий конечно-элементное моделирование были проведены расчеты различных вариантов
структур пролетами 6, 9, 12, и 15 метров. Расчет структурной конструкции блок-фермы проводился на основное сочетание нагрузок, состоящее из постоянных и
кратковременных нагрузок. На основе полученных результатов расчета составлена сводная таблица усилий и напряжений различных элементов структурного
покрытия (таблица 1).
Таблица 1 – Таблица усилий и напряжений
Пролет
Мах.сжимающие Мах.растягивающе Мах.усилие в затяжке, Мах.перемещение, мм
структур усилие раскоса, е усилие раскоса, кН (напряжение МПа)
ы
кН (напряжение кН
МПа)
(напряжение МПа)
119
6
9
12
15
120,15 (7,68)
183,95 (11,16)
254,1 (15,56)
296,77 (18,99)
99,06 (6,34)
159,9 (10,23)
215,47 (12,73)
264,35 (13,79)
244,58 (240,4)
280,36 (275,58)
331,54 (325,88)
398,92 (392,12)
46,03
57,44
73,34
98,26
Проведенный анализ структурных покрытия пролетами 6, 9, 12, 15 метров показывает, что более оптимально конструкция работает при относительно
небольших пролетах. Увеличение пролета структуры приводит к увеличению напряжений и деформаций конструкции. Использование структурных покрытий
больших пролетов приводят к значительному повышению собственного веса конструкции и нерациональному использованию материала. Наиболее оптимальным
вариантом структурного покрытия является пролет структуры 18 х 9 метров (рис 2.).
Предлагаемая конструкция представляет собой структуру образованную посредством соединения отдельных блок-ферм, размерами в плане 18х9м, в
единый конструктивный элемент покрытия шарнирно опертый по углам.
Рис. 46 Структурное покрытие размерами 18 х 9 метров Рис.1 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка
на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на
предельное равновесие и приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
120
В настоящее время проводится работа по дальнейшему решению задачи применения металлодеревянных структурных покрытий в условиях повышенной
сейсмической опасности.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ
1. Инжутов И.С.; Деордиев С.В.; Дмитриев П.А.; Енджиевский З.Л.; Чернышов С.А Патент на изобретение № 2136822 от 10.09.1999 г.
Испытания узлов и фрагментов компенсатора пролетного строения из
упругопластических стальных ферм 6 , 9, 12, 18, 24 и 30 метров , однопутный,
автомобильный , ширина проезжей части 3 метра, грузоподъемностью 10 тонн ,
ускоренным способом, со встроенным бетонным настилом с пластическими
шарнирами ( компенсаторами ) , системой стальных ферм соединенных элементов на
болтовых и соединений между диагональными натяжными элементами, верхним и
нижним поясом фермы из пластинчатых пролетной стальной фермы- балки с
применением гнутосварных профилей прямоугольного сечения типа "Молодечно" (
серия 1.460.3-14 ГПИ " Ленпроектстальконструкция" ) для системы несущих
элементов и элементов проезжей части армейского сбрно- разборного пролетного
строения моста с упругопластическими коменсатора проф дтн ПГУПС А.М.Уздина
с со сдвиговыми жесткостью с использованием при испытаниях упругпластических
ферм ПК SCAD и использовании при лабораторных испытаниях в СПб ГАСУ
организацией "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ выполненный расчет американскими
организациями в программе 3D - модели конечных элементов компенсатора–гасителя
напряжений для пластичных ферм американскими инженерами, при строительстве
переправы , длиной 260 футов ( 60м етров ) через реку Суон в штате Монтана в 2017
году и испозования опыта Китайских инженерорв из КНР, расчеты и испытание
узлов структутрной фермы кторый прилагаются ниже организаций
"Сейсмофонд" при СПб ГАСУ
121
Рис.47 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
122
Рис.48 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на123
предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
124
Рис. 49
.Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
Рис.50 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на125
предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
126
Упругопластические расчет стальных ферм с большими перемещениями на предельное
равновесие и приспособляемость и РАСЧЕТ УПРУГОППЛАСТИЧЕСКОГО СТРУКТУРНОГО
СБОРОНО-РАЗБОРОНОГО МОСТА НА ОСНОВЕ ТРЕХГРАННОЙ МЕТАЛЛОДЕРЕВЯННОЙ БЛОКФЕРМЫ на напряженно деформируемое состояние (НДС) структурных стальных ферм с большими
перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость на пример расчет китайского
моста из сверхлегких, сверхпрочных полимерных гибридных материалов GFRP-MЕТАЛЛ, с
использование стекловолокна для армейского быстро собираемого
моста, для чрезвычайных
127
ситуациях , длинною 51 метра , грузоподъемностью 200 kN, из трубчатых GFRP-элементов (Полный
вес быстро собираемого китайского моста 152 kN ), для использования при чрезвычайных ситуациях
для Народной Китайской Республики и на основе строительство моста для грузовых автомобилей,
из пластинчато-балочных стальных ферм при строительстве переправы ( длиной 205 футов) через
реку Суон , в штате Монтана (США), со встроенным бетонным настилом и натяжными
элементами верхнего и нижнего пояса стальной фермы со значительной экономией строительных
материалов.
Леоненко А.В. научный руководитель канд. техн. наук Деордиев С.В.
Сибирский федеральный университет
Рис.51 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
128
Рис.52 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
129
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
Рис.53 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
Для этого он после окончания упругой стадии должен возрасти на величину:
После образования опорных пластических шарниров балку при работе ее на
дополнительную нагрузку Aq можно рассматривать как статически определимую
вследствие чего имеем рис.3
В результате несущая способность рассматриваемой балки, определенная по методу
предельного равновесия, т.е. с учетом пластических деформаций, превышает вычисленную в
предположении работы балки как упругой системы на величину, равную:
130
Показательны опыты, доказывающие эту теорию, по испытанию плит выполненные Б.Г.
Кореневым под руководством А.А. Гвоздева в 1939 г. А так же более поздние испытания
различных конструкций выполненные С.М. Крыловым.
В [3] на примере двухпролетной статически неопределимой балки экспериментально получено
значение перераспределения моментов 30%.
В целом все эти опыты свидетельствуют, что причиной перераспределения усилий служит вся
сумма неупругих деформаций, возникающих в бетоне, арматуре и конструкции в целом при
работе ее в стадии предельного равновесия.
131
Рис.54 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
В работе приведен алгоритм инкрементального упругопластического расчета стальной двухпролетной неразрезной балки. Выполнены расчеты балки по упругому предельному состоянию,
исследовано возникновение пластических шарниров и механизма разрушения. Рассмотрены
132 приспособляемости.
условия приспособляемости, и определена максимальная нагрузка
В работе приведен алгоритм инкрементального упругопластического расчета стальной двухпролетной неразрезной балки. Выполнены расчеты балки по упругому предельному состоянию,
исследовано возникновение пластических шарниров и механизма разрушения. Рассмотрены
условия приспособляемости, и определена максимальная нагрузка приспособляемости.
Ключевые слова: стальные конструкции, упругопластическая работа, пластическая адаптация,
приспособляемость, пластический шарнир, предельная пластическая нагрузка, инкрементальный
метод.
133
Рис.55 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
В настоящей статье на примере неразрезной двухпролетной балки описывается
инкрементальный метод упругопластического расчета стальных конструкций при действии
малых перемещений. Целью работы является описание алгоритма инкрементального анализа,
который в дальнейшем будет использован при разработке инкрементального метода
упругопластического расчета пространственных стержневых конструкций с учетом больших
перемещений.
Принципы инкрементального упругопластического анализа вводятся для неразрезных балок,
формирование пластических шарниров, в которых особенно хорошо подходят для визуализации
упругопластического поведения. В работе использована безразмерная форма представления
результатов расчета.
Нагрузка приспособляемости. Приспособляемость происходит в конструктивных системах,
если выполняются следующие условия: а) пластическое течение во время нескольких первых
циклов нагружения создает поле остаточных напряжений; б) во всех последующих циклах
нагружения поведение конструкции при наложении остаточного поля упругих напряжения от
приложенных нагрузок полностью упруго.
Пусть конструктивная система подвержена шаблонной нагрузке, которая является функцией
псевдовремени. Эта шаблонная нагрузка умножается на коэффициент нагружения и дает
приложенные циклы нагрузки. Для заданного значения коэффициент нагружения конструкция
может развить или не развить приспособляемость. Если конструкция развивает
приспособляемость, то произведение коэффициента нагружения на шаблонную нагрузку
называется нагрузкой приспособляемости балки. Произведение шаблонной нагрузки и
134
максимального коэффициента нагружения для которого конструкция
проявляет
приспособляемость называется максимальной нагрузкой приспособляемости.
Хейдари А. Инкрементальный упругопластический расчет стальной неразрезной балки.
Ключевые слова: стальные конструкции, упругопластическая работа, пластическая адаптация,
приспособляемость, пластический шарнир, предельная пластическая нагрузка, инкрементальный
метод.
В настоящей статье на примере неразрезной двухпролетной балки описывается
инкрементальный метод упругопластического расчета стальных конструкций при действии
малых перемещений. Целью работы является описание алгоритма инкрементального анализа,
который в дальнейшем будет использован при разработке инкрементального метода
упругопластического расчета пространственных стержневых конструкций с учетом больших
перемещений.
Принципы инкрементального упругопластического анализа вводятся для неразрезных балок,
формирование пластических шарниров, в которых особенно хорошо подходят для визуализации
упругопластического поведения. В работе использована безразмерная форма представления
результатов расчета.
135
Если амплитуда цикла нагружения не превосходит We, то балка деформируется упруго во все
время нагружения. Если амплитуда цикла нагружения превосходит We, но не превышает W.,
балка претерпевает пластическую деформацию в нескольких первых циклах нагружения и
остается упругой во всех последующих циклах нагружения. Максимальное перемещение в балке
ограничено. Если амплитуда цикла нагружения превосходит W., но не превосходит W—, балка
подвергается пластической деформации в каждом цикле нагружения. Эта балка становится
непригодной к эксплуатации, потому что перемещение не ограничено. Если амплитуда цикла
нагружения превосходит W—, балка разрушается, так как образуется механизм пластического
разрушения.
136
Главными задачами упругопластического расчета с учетом приспособляемости является
определение нагрузок и положений, при которых образуются и исчезают пластические шарниры,
а также определение приспособляемости конструктивной системы при каждом инкременте
нагрузки. Изменения в конструктивной системе при инкрементальном изменении нагрузки могут
быть эффективно смоделированы в программном приложении, использующем приведенный
алгоритм.
Система восстановление конструкции разрушенного участка железобетонного большепролетного
автодорожного моста, скоростным способом с применением комбинированных стержневых
структурных, пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими
геометрическими жесткостными параметрами , имеет довольно широкую область применения в
строительстве. Эта система позволяет перекрывать сооружения любого назначения с пролетами
до 100 м включительно . Это могут быть как конструкции разрушенного участка
железобетонного большепролетного автодорожного моста, скоростным способом с
применением комбинированных стержневых структурных, пространственных конструкций
Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими жесткостными параметрами и элитные
масштабные сооружения типа музеев, выставочных зданий и крытых стадионов для тренировки
футбольных команд, для складских, торговых и специальных производственных помещений,
покрытий машинных залов крупных гидроэлектростанций (Рис. 2. URL: http://www.sistemsmarhi.ru/upload/medialibrary/efe/buria3.gif) [10].
На данный момент система имеет широкое распространение на территории РФ восстановление
конструкции разрушенного участка железобетонного большепролетного автодорожного моста,
137
скоростным способом с применением комбинированных стержневых
структурных,
пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими
жесткостными параметрами
Объектом исследования является структурная несущая конструкции большепролетного
покрытия конструкции разрушенного участка железобетонного большепролетного
автодорожного моста, скоростным способом с применением комбинированных стержневых
структурных, пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими
геометрическими жесткостными параметрами и культурно-развлекательного комплекса в
городе Донецке.
Размеры перекрываемой части здания в плане составляют 68,4х42м. (Рис. 3). Шаг колонн
различный в продольном и поперечном направлении. Отметка низа покрытия +12.2 м [3].
В качестве покрытия используется структурная плита типа Восстановление конструкции
разрушенного участка железобетонного большепролетного автодорожного моста, скоростным
способом с применением комбинированных стержневых структурных, пространственных
конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими жесткостными
параметрами и МАРХИ. Несущими элементами структурной плиты являются трубы,
соединенные в узлах на болтах, с помощью специальных узловых элементов (коннекторов). В
качестве элементарной ячейки структуры базового варианта принята пирамида с основанием в
виде прямоугольника 3х3,6 м (что соответствует шагу колонн вдоль и поперек здания) и ребрами
равными 3,6 м. Высота структурного покрытия составляет 2,73м, угол наклона ребра а = 49,4°].
Все выбранные сечения труб были приняты по [19, 20].
138
Система восстановления конструкции разрушенного участка железобетонного
большепролетного автодорожного моста, скоростным способом с применением
комбинированных стержневых структурных, пространственных конструкций Молодечно,
Кисловодск с высокими геометрическими жесткостными параметрами, обладает множеством
положительных качеств и является надежным и экономически выгодным вариантом покрытия
[18]. Однако, существует определенный ряд проблем, с которыми возможно столкновение при
выборе в качестве покрытия системы Молодечное , Кисловодск и МАРХИ:
1) использование системы МАРХИ при нестандартных пролетах приводит к геометрическому
изменению элементарной ячейки и соответственно нестандартного шага колонн;
2) из-за нетрадиционного соотношения размеров объекта в плане (для частного случая,
рассматриваемого далее,68,4х42«1, 6:1) в узлах возникают большие усилия. И даже
использование высокопрочных болтов из наиболее прочных марок стали, применяющихся в
данный момент в Украине - 40Х «селект», не позволяет решить эту проблему.
Некоторыми возможными способами регулировки усилий в элементах покрытия является:
1) изменение локальных геометрических параметров (в данном случае изменение элементарной
ячейки по высоте);
2) изменение общей геометрии покрытия путем «вспарушивания» (перехода от плоской
геометрии к криволинейной).
2. Обзор литературы
Выполненный обзор литературы подчинен решению основной задачи, рассматриваемой в
данной статье, а именно: установлению таких геометрических параметров проектируемой
конструкции на нетиповом плане, которые обеспечили бы возможность использования типовых
элементов системы МАРХИ (стержней и вставок-коннекторов). 139
Из множества трудов отечественных и зарубежных авторов, посвященных расчету,
проектированию и эксплуатации структурных покрытий, прежде всего, следует выделить работы
посвященные:
- нормативному обеспечению процесса проектирования [1,19,20],
- изложению общих принципов компоновки, расчета и проектирования рассматриваемых
конструкций [2,4,8,10,13,14,17,23],
- численному исследованию особенностей напряженно-деформированного состояния
большепролетных структурных конструкций, в том числе на нетиповом плане, с учетом
геометрических несовершенств и других значимых факторов [3,7,9,11,12,21,24,25],
- разработке аналитических принципов расчета, базирующихся на теории изгиба тонких плит
[5,15,16,22]
- типизации и унификации конструктивных элементов структурных покрытий [6,16,18].
Выполненный обзор и анализ проведенных ранее исследований позволил сформулировать
основную
задачу исследования, результаты которого представлены в данной статье, а именно: отыскание
таких геометрических параметров типовой ячейки покрытия, которые могли бы удовлетворять
максимальной несущей способности высокопрочного болта 40Х «селект» (100 т), являющегося
одним из основных типовых конструктивных элементов системы МАРХИ, регламентирующего
его несущую способность
3. Основная часть
Для достижения этой цели, в работе используется как аналитический, так и численный расчет
напряженно-деформированного состояния конструкций.
140 методе расчета изгибаемых
Аналитический метод расчета основывается на приближенном
тонких плит и выполняется в соответствии с методикой, предложенной в изученных нами
отечественных работах [16] и зарубежных [15, 22]. Однако в качестве фундаментальных работ в
этом направлении, конечно следует считать работу А.Г. Трущева [5].
Численные исследования в данном исследовании были выполнены с помощью программного
комплекса «SCAD» - вычислительного комплекса для прочностного анализа конструкций
методом конечных элементов [7]. Единая графическая среда синтеза расчетной схемы и анализа
результатов обеспечивает неограниченные возможности моделирования расчетных схем от
самых простых до самых сложных конструкций [25].
4. Заключение
1. Необходимо использовать для восстановления разрушенных мостов автодорожного
моста, скоростным способом с применением комбинированных стержневых структурных,
пространственных конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими
жесткостными параметрами
2. При переходе от плоской схемы к пространственной в виде пологой оболочки, требуемое
значение начальной стрелы выгиба составляет f/l=1/27, при которой обеспечивается возможность
использования стандартных элементов типа МАРХИ, для пологой оболочки неподвижно
закрепленной по контуру.
4. Сопоставление результатов аналитических и численных исследований показывают их
удовлетворительность сходимости в пределах 15%. для восстановление конструкции
разрушенного участка железобетонного большепролетного автодорожного моста, скоростным
141
способом с применением комбинированных стержневых структурных,
пространственных
конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими жесткостными
параметрами
5. Результаты исследования НДС конструкции, полученные путем «вспарушивания»,
показали, что «вспарушивание» является эффективным методом регулирования параметров НДС
при условии «жесткого защемления» конструкции при восстановление конструкции
разрушенного участка железобетонного большепролетного автодорожного моста, скоростным
способом с применением комбинированных стержневых структурных, пространственных
конструкций Молодечно, Кисловодск с высокими геометрическими жесткостными
параметрами
"Влияние монтажных соединений секций разборного железнодорожного моста на его
напряженно-деформируемое состояние с использованием сдвигового компенсатора проф дтн
ПГУПС А.М.Уздина на фрикционно- подвижных ботовых соединениях для обеспечения
сейсмостойкого строительства сборно-разборных железнодорожных мостов с
антисейсмическими сдвиговыми компенсаторами
на фланцевых фрикционных соединениях, согласно прилагаемых патентов и изобретениям
проф. дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895Ю 1168755, 1174616, 2770777, 858604 , 165076,
154506 , 2010136746 и технические условия по изготовлению упругопластической стальной
ферм пролетного строения армейского моста, пролетами 25 метров с использованием опыта
КНР, c большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость , для
автомобильного моста, шириной 3,2 метра, грузоподъемностью 2 тонн , сконструированного со
142
встроенным бетонным настилом по изобретениям : «КОНСТРУКЦИЯ
УЧАСТКА
ПОСТОЯННОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО МОСТА НЕРАЗРЕЗНОЙ СИСТЕМЫ,
ВОССТАНОВЛЕННОГО С ПРИМЕНЕНИЕМ типовых структурных серии 1.460.3-14 ГПИ
"Ленпроектстальконструкция", стальные конструкции покрытий производственных» №
2022111669 от 25.05.2022, «Сборно-разборный железнодорожный мост» № 2022113052 от
27.05.2022, «Сборно-разборный универсальный мост» № 2022113510 от 21.06.2022,
«Антисейсмический сдвиговой компенсатор для гашения колебаний пролетного строения
моста» № 2022115073 от 02.06.2022 ) на болтовых соединениях с демпфирующей способностью
при импульсных растягивающих нагрузках, при многокаскадном демпфировании из
пластинчатых балок, с применением гнутосварных прямоугольного сечения профилей
многоугольного сечения типа «Молодечно» (серия 1.460.3-14 ГПИ
«Ленпроектстальконструкция») с использованием изобретений №№ 2155259 , 2188287,
2136822, 2208103, 2208103, 2188915, 2136822, 2172372, 2228415, 2155259, 1143895, 1168755,
1174616, 2550777, 2010136746, 165076, 154506
"Влияние монтажных соединений секций разборного железнодорожного моста на его
напряженно-деформируемое состояние с использованием сдвигового компенсатора проф дтн
ПГУПС А.М.Уздина на
фрикционно- подвижных ботовых соединениях для обеспечения сейсмостойкого
строительства сборно-разборных железнодорожных мостов с антисейсмическими
143
сдвиговыми компенсаторами
на фланцевых фрикционных соединениях, согласно прилагаемых патентов и изобретениям
проф. дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895Ю 1168755, 1174616, 2770777, 858604 , 165076,
154506 , 2010136746
144
Рис.56 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
Специальные технические условия по изготовлению упругопластической стальной ферм
пролетного строения армейского моста, пролетами 25 метров с использованием опыта КНР, c
большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость , для
автомобильного моста, шириной 3,2 метра, грузоподъемностью 2 тонн , сконструированного со
встроенным бетонным настилом по изобретениям : «КОНСТРУКЦИЯ УЧАСТКА
ПОСТОЯННОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО МОСТА НЕРАЗРЕЗНОЙ СИСТЕМЫ,
ВОССТАНОВЛЕННОГО С ПРИМЕНЕНИЕМ типовых структурных серии 1.460.3-14 ГПИ
"Ленпроектстальконструкция", стальные конструкции покрытий145производственных» №
2022111669 от 25.05.2022, «Сборно-разборный железнодорожный мост» № 2022113052 от
27.05.2022, «Сборно-разборный универсальный мост» № 2022113510 от 21.06.2022,
«Антисейсмический сдвиговой компенсатор для гашения колебаний пролетного строения
моста» № 2022115073 от 02.06.2022 ) на болтовых соединениях с демпфирующей способностью
при импульсных растягивающих нагрузках, при многокаскадном демпфировании из
пластинчатых балок, с применением гнутосварных прямоугольного сечения профилей
многоугольного сечения типа «Молодечно» (серия 1.460.3-14 ГПИ
«Ленпроектстальконструкция») с использованием изобретений №№ 2155259 , 2188287,
2136822, 2208103, 2208103, 2188915, 2136822, 2172372, 2228415, 2155259, 1143895, 1168755,
1174616, 2550777, 2010136746, 165076, 154506
146
Рис.57 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце
цикла интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
147
148
149
Рис.58 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
Рис.59 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
150
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
151
152
153
154
155
156
157
158
159
Рис.60 .Аксонометрическая проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла
интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно
изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
160
161
162
Справки по тел ( 951) 644-16-48, (921) 962-67-78, (996) 798-26-54 c6947810@yandex.ru
f6947810@yahoo.com t9516441648@gmail.com 9967982654@mail.ru
163
Более подробно смотри автора статьи ТОМИЛОВ СЕРГЕЙ НИКОЛАЕВИЧ ВЛИЯНИЕ
МОНТАЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ СЕКЦИЙ РАЗБОРНОГО МОСТА НА ЕГО НАПРЯЖЕННОДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ https://elibrary.ru/item.asp?id=43813437
Most Bailey bridge USA kompensator uprugoplastichniy gasitel napryajeniy 390 str
https://ppt-online.org/1235890
Mistroy tex zadanie dogovor proektirovanie sborno-razbornix mostov 500 str
https://ppt-online.org/1237042 https://t-s.today/PDF/25SATS220.pdf
Заключение :
. Заключение по использованию упругопластического сдвигового компенсатора гасителя сдвиговых напряжений для быстро собираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных
соединениях для сборно–разборного железнодорожного армейского моста
1. Штыревые монтажные соединения секций разборного пролетного строения временного моста позволяют существенно ускорить процесс возведения и последующей разборки
конструкций, однако при этом являются причиной увеличения общих деформаций пролетного строения, кроме упругопластического сдвигового компенсатора, гасителя сдвиговых
напряжений для быстрособираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для сборно–разборного железнодорожного армейского моста проф дтн ПГУПС
А.М.Уздина
2. Штатное двухпутное движение при двухсекционной компоновке конструкций САРМ под современной автомобильной нагрузкой не обеспечено прочностью как основного сечения
секций, так и элементов штыревых соединений, а использование упругопластического сдвигового , компенсатора, гасителя сдвиговых напряжений для быстро собираемых на
антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для сборно–разборного железнодорожного армейского моста , все напряжения снимает
3. В металле элементов штыревых соединений при современной нагрузке накапливаются пластические деформации, приводящие к выработке контактов «штырь-проушина» и
нарастанию общих деформаций (провисов), а упругопластический сдвиговой компенсатор гаситель сдвиговых напряжений для быстрособираемых на антисейсмических фрикционноподвижных соединениях для сборно–разборного железнодорожного армейского моста гасить напряжения
4. Ускорению процесса износа элементов штыревых соединений способствует многократная сборка-разборка пролетных строений и их эксплуатация под интенсивной динамической
нагрузкой и не гасит сдвиговых напряжений для быстро собираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для сборно–разборного железнодорожного армейского
моста
5. Образующийся провис пролетного строения создает ненормативное состояние продольного профиля ездового полотна, снижающее пропускную способность и безопасность
движения, упругопластический сдвиговой компенсатор гаситель сдвиговых напряжений для быстро собираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для
сборно–разборного железнодорожного армейского моста сдвиговый нагрузки «поглощает»
6. Изначально разборные конструкции САРМ проектировались под нужды военного ведомства для мобильного и кратковременного применения и штыревые монтажные соединения в
полной мере соответствуют такому назначению. При применении в гражданском строительстве эту особенность следует учитывать в разработке проектных решений, назначении и
164
соблюдении режима эксплуатации, например путем уменьшения полос движения или увеличения числа секций в поперечной компоновке, а использование сдвигового компенсатора,
гасителя сдвиговых напряжений для быстро собираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для сборно–разборного железнодорожного армейского моста
исключает обрушение железнодорожного моста
Дальнейшие исследования видятся в аналитическом обзоре применяемых конструкций разборных мостов, разработке отвечающих современным требованиям проектных решений
вариантов поперечной и продольной компоновки пролетных строений с использованием упругопластических , сдвиговых компенсатор, которые гасят, сдвиговые напряжения для
быстро собираемых, на антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях , для отечественного сборно–разборного железнодорожного армейского моста «Уздина»
7. Заключение по SCAD
Примеры, приведенные в данной статье, демонстрируют, что прямой расчет пространственных ферм на
пластическое предельное равновесие и приспособляемость при больших перемещениях может быть
успешно реализован в программе SCAD . Алгоритмы охватывают широкий спектр упругопластического
поведения фермы: упругую работу, приспособляемость, прогрессирующие пластические деформации и
разрушение при формировании механизма.
Полный набор результатов расчета включает переменные состояния узлов и стержней на всех шагах
нагружения всех шагов по времени во всех циклах для всех коэффициентов надежности и является
чрезвычайно объемным. Так как состояние стержня не изменяется на шаге нагружения, на печать выводятся
лишь каждое изменение состояния каждого стержня фермы. Эта детальная информация позволяет
выполнить тщательный анализ поведения конструкции.
Разработанное программное приложение позволяет определять последовательность, в которой стержни
достигают текучести, величину нагрузки, при которой это происходит, накопление пластических
деформаций в стержнях, остаточные напряжения в стержнях, а также перемещения узлов при
знакопеременной пластичности. Оно может быть использовано в качестве тестовой платформы для
исследования упругопластического поведения ферм и как инструмент для решения многих прикладных
задач.
Время, требуемое для расчета описанной выше двухпролетной фермы при 25 бисекциях и максимальном
количестве циклов для каждой бисекции равном 24, составляет 5 секунд для стандартного портативного
компьютера. Требуемое время зависит в основном от времени, затрачиваемого на составление и решение
систем уравнений. Ожидаемое время расчета аналогичной фермы с 300165узлов - менее 1 часа. Для
инженерной точности расчета время может быть сокращено до 30 минут. Задачи большей размерности
могут решаться на компьютерах большей производительности, в том числе вычислительных кластерах.
Основные выводы : Перспективы применения быстровозводимых мостов и переправ очевидны. Не имея хорошей
методической, научной, технической и практической базы, задачи по быстрому временному восстановлению мостовых
переходов будут невыполнимы. Это приведет к предсказуемым потерям
Литература
1. Хейдари А., Галишникова В.В. Аналитический обзор теорем о предельной нагрузке и приспособляемости в упругопластическом расчете стальных конструкций // Строительная механика
инженерных конструкций и сооружений.- 2014.- № 3. - С. 318.
2. Галишникова В.В. Вывод разрешающих уравнений задачи геометрически нелинейного деформирования пространственных ферм на основе унифицированного подхода // Вестник
ВолгГАСУ, серия: Строительство и архитектура. - Волгоград, 2009.-Вып. 14(33). - С. 39-49.
3. Галишникова В.В. Постановка задачи геометрически нелинейного деформирования пространственных ферм на основе метода конечных элементов // Вестник ВолгГА- СУ, серия:
Строительство и архитектура. - Волгорад, 2009. -Вып.14(33). - С. 50-58.
4. Галишникова В.В. Модификация метода постоянных дуг, основанная на использовании матрицы секущей жесткости // Вестник МГСУ. - Москва, 2009. №2. - С. 63-69.
5. Галишникова В.В. Конечно-элементное моделирование геометрически нелинейного поведения пространственных шарнирно-стержневых систем // Вестник гражданских инженеров
(СПбГАСУ). - СПб, 2007. -№ 2(11). - С. 101—106.
6. Галишникова В.В. Алгоритм геометрически нелинейного расчета пространственных шарнирно-стержневых конструкций на устойчивость // МСНТ «Наука и технологии»: Труды XXVII
Российской школы. - М.: РАН, 2007. - С. 235—244.
7. Галишникова В.В. Обобщенная геометрически нелинейная теория и численный анализ деформирования и устойчивости пространственных стержневых систем. Диссертация на соискание
ученой степени доктора технических наук. -М.: МГСУ, 2011.
Refeгences
1. Heidari, А, Galishnikova, VV. (2014). A Review of Limit Load and Shakedown Theorems for the Elastic-Plastic Analysis of Steel Structures.Structural Mechanics of Engineering Constructions and Buildings, № 3, 3-18.
2. Galishnikova, VK(2009). Derivation of the governing equations for the problem of geometrically nonlinear deformation of space trusses on the basis of unified approach. J. of Volgograd State University for Architecture and Civil
Engineering.Civil Eng. & Architecture, 14(33), 39-49 (in Russian).
3. Galishnikova, VV. (2009). Finite element formulation of the problem of geometrically nonlinear deformations of space trusses. Journal of Volgograd State University for Architecture and Civil Engineering.Civil Eng. & Architecture,
14(33), 50-58 (in Russian).
4. Galishnikova, VV. (2009). Modification of the constant arc length method based on the secant matrix formulation. Journal of Moscow State University of Civil Engineering, №2, 63-69 (in Russian).
5. Galishnikova, VV. (2007). Finite element modeling of geometrically nonlinear behavior of space trusses. Journal of Civil Engineers. Saint-Petersburg University if Architecture and Civil Engineering, 2(11), 101—106 (in Russian).
6. Galishnikova, VV. (2007). Algorithm for geometrically nonlinear stability analysis of space trussed systems. Proceedings of the XXVII Russian School "Science and Technology". Moscow: Russian Academy of Science, 235-244 (in
Russian).
7. Galishnikova VV. (2011). Generalized geometrically nonlinear theory and numerical deformation and stability analysis of space trusses.Dissertation submitted for the degree of Dr. of Tech. Science. Moscow State University of Civil
Engineering, 2011.
Основная ЛИТЕРАТУРА
1. Кручинкин А.В. Сборно-разборные временные мосты. - М.: Транспорт, 1987. - 191 с.
2. Тыдень В.П., Малахов Д.Ю., Постников А.И. Реализация современных требований к переправочно-мостовым средствам в концепции выгружаемого переправочно-десантного парома //
Вестник Московского автомобильно- дорожного государственного технического университета (МАДИ). - М.: Изд-во МАДИ(ГТУ), 2019. - Вып. 3 (58). - С. 69-74.
3. Томилов С.Н. О применении стальных пакетных конструкций в постоянных мостах // Научные чтения памяти профессора М.П. Даниловского: материалы Восемнадцатой Национальной
научно-практической конференции: в 2 т. - Хабаровск: Изд-во Тихоокеан. гос. ун-та, 2018. - 2 т. - С. 360-363.
4. Mohamad Nabil Aklif Biro, Noor Zafirah Abu Bakar. Design and Analysis of Collapsible Scissor Bridge. MATEC Web of Conferences. Vol. 152, 02013 (2018). DOI:
https://doi.org/10.1051/matecconf/201815202013.
5. Дианов Н.П., Милородов Ю.С. Табельные автодорожные разборные мосты: учебное пособие. - М.: Изд-во МАДИ (ГТУ), 2009. - 236 с.
6. Adil Kadyrov, Aleksandr Ganyukov, Kyrmyzy Balabekova. Development of Constructions of Mobile Road Overpasses. MATEC Web of Conferences. Vol. 108, 16002 (2017). DOI:
https://doi.org/10.1051/matecconf/201710816002.
7. Бокарев С.А., Проценко Д.В. О предпосылках создания новых конструкций временных мостовых сооружений // Интернет-журнал «Науковедение». 2014. № 5(24). URL:
https://naukovedenie.ru/PDF/26KO514.pdf. - С. 1-11.
8. Проценко Д.В. Совершенствование конструктивно-технологических параметров системы несущих элементов и элементов проезжей
части универсального сборно- разборного пролетного
166
строения с быстросъемными шарнирными соединениями. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук / Сибирский государственный университет путей сообщения
(СГУПС). Новосибирск: 2018.
9. Матвеев А.В., Петров И.В., Квитко А.В. Оценка по теории инженерного прогнозирования новых образцов мостового имущества МЛЖ-ВФ-ВТ и ИМЖ- 500 // Вестник гражданских инженеров.
- СПб: Изд-во Санкт-Петербургского гос. арх.-строит. ун-та, 2018. Вып. 4 (69). - С. 138-142.
10. Томилов С.Н., Николаев А.Р. Применение комплекта разборного моста под современные нагрузки // Дальний Восток. Автомобильные дороги и безопасность движения: международный
сборник научных трудов (под. ред. А.И. Ярмолинского). - Хабаровск: Изд-во Тихоокеан. гос. ун-та, 2018. - № 18. - С. 125-128.
11. Сухов И.С. Совершенствование конструктивно-технологических решений шарнирных соединений автодорожных мостов. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата
технических наук / Научно- исследовательский институт транспортного строительства (ОАО ЦНИИС). М.: 2011.
DIRECT ELASTIC-PLASTIC LIMIT LOAD AND SHAKEDOWN ANALYSIS OF STEEL SPACE TRUSSES WITH LARGE DISPLACEMENTS
A. Heidari, V.V. Galishnikova
Peoples Friendship University of Russia, Moscow
A direct method for elastic-plastic limit load and shakedown analysis of steel space trusses with large displacements is treated in this paper. The incremental method for the geometrically nonlinear
analysis of space trusses, developed by one of the authors was modified to account for yielding and plastic strains in the bars of the truss. The new method has been implemented in computer software. The
examples in this paper show that the direct analysis of space trusses with large displacements can be implemented successfully for both the limit and the shakedown analysis of space trusses on the Java
platform. The algorithms cover a wide range of elastic-plastic truss behavior: purely elastic behavior, shakedown, ratcheting and collapse due to the formation of a mechanism. The sequence in which the bars
yield, the load levels at which this occurs, the accumulation of the plastic strains in the bars, the residual stresses in the bars and the node displacements during ratcheting can all be evaluated. The computer
application is therefore suitable as a test platform for elastic-plastic truss behavior. It can be applied to many other problems of elastic-plastic space truss analysis.
KEY WORDS: steel space trusses, large displacements, plasticity, limit analysis, shakedown
167
Стыковое болтовое соединение трубопроводов на косых фланцах, со скошенным торцом, относительно
продольной оси, на фрикционно-подвижных соединениях (ФПС), согласно изобретений №№ 2413820
, 887748, для восприятия усилий, за счет сил трения, при многокаскадном демпфировании при
динамических нагрузках, преимущественно при импульсных растягивающих нагрузках во время
взрыва, землетрясения, снеговой, ветровой перегрузки, ударной воздушной взрывной волны и
расчет проекция пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку , состояние стержня в конце цикла интерации ,
текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно изобретениям проф
дтн ПГУПС А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
Проф дтн ПГУПС А.М.Уздин ,ОО «Сейсмофонд» , инж Коваленко А И дополнение к статье канд. техн. наук,
доц. Марутяном А.С Пятигорского государственного технологического университета
На объектах, где отправочные элементы конструкции должны быть смонтированы трудом со средней квалификацией, предпочтительны болтовые соединения.
Фланцевые соединения рекомендуются для применения как экономичные по расходу стали, высокотехнологичные монтажные соединения, исключающие
применение монтажной сварки. Здесь усилия воспринимаются главным образом вследствие преодоления сопротивлению сжатию фланцев от предварительного
натяжения высокопрочных болтов. Фланцевые стыки являются одним из самых эффективных видов болтовых соединений, поскольку весьма значительная
несущая способность высокопрочных болтов используется впрямую и практически полностью. Область рационального и эффективного применения фланцевых
соединений довольно велика. Они охватывают соединения элементов, подверженных растяжению, сжатию, изгибу или совместному их действию.
Фланцевые соединения растянутых поясов могут быть применены при действии растяжения с изгибом, при однозначной эпюре растягивающих напряжений в
поясах. Известно стыковое соединение элементов из гнутосварных профилей прямоугольного или квадратного сечения, подверженных воздействию центрального
растяжения, которое выполняют со сплошными фланцами и ребрами жесткости, расположенными, как правило, вдоль углов профиля. Ширина ребер определяется
размерами фланца и профиля, длина – не менее 1,5 высоты меньшей стороны профиля
168
Косой стык для пластического состояния, структурная схема не приспособляемость , неразрезная балка на предельную нагрузку ,
состояние стержня в конце цикла интерации , текучести при прямом упругопластическом расчет , структурной стальной
фермы с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость согласно изобретениям проф дтн ПГУПС
А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165075, 154506
С целью повышения надежности, снижения расхода стали и упрощения стыка, было разработано новое техническое решение монтажных стыков растянутых
элементов на косых фланцах, расположенных под углом 30 градусов относительно продольных осей стержневых элементов и снабженных смежными упорами.
Указанная цель достигается тем, что каждый упор входит в отверстие смежного фланца и взаимодействует с ним.
Сущность изобретения заключается в том, что каждый из двух смежных упоров входит в отверстие смежного фланца и своим торцом упирается в кромку
отверстия во фланце так, что смежные упоры друг с другом не взаимодействуют, а только со смежными фланцами, при этом, на упор приходится только половина
усилия, действующего на стык в плоскости фланцев, а другая половина усилия передается непосредственно на фланец упором смежного фланца.
На фиг.1 приведен общий вид стыка сверху {применительно к стропильной ферме}, на фиг.2 показано горизонтальное сечение стыка по оси соединяемых
элементов, на фиг.3 показаны разомкнутый стык и расчетная схема стыка, на фиг.4 приведен вид фланца в разрезе 1-1 на фиг.3.
169
170
Стык состоит из соединяемых элементов 1 со скошенными концами под углом α к своей оси, фланцев 2, приваренных к скошенным концам соединяемых
элементов 1, упоров 3, приваренных к фланцам 2, стяжных болтов 4, скрепляющих фланцы 2 друг с другом. Оси стыка 5 и 6 расположены в плоскости фланцев и
нормально фланцам соответственно.
Стык растянутых элементов на косых фланцах устраивается следующим образом.
Отправочные марки конструкции {стропильной фермы} изготавливаются известными приемами, характерными для решетчатых конструкций. Фланец 2 в сборе с
упором 3 изготавливается отдельно из стального листа на сварке. Из центральной части фланца вырезается участок для образования отверстия, в котором
размещается упор смежного фланца.
Вырезанный из фланца фрагмент является заготовкой для упора, на который расходуется дополнительный материал. Благодаря этому экономится до 25% стали на
стык. Контактные поверхности упора и кромки отверстия во фланце выравниваются стружкой, фрезерованием или другими способами. Фланец изготавливается с
использованием шаблонов и кондукторов. Возможно изготовление фланца способом стального литья, что более предпочтительно. Фланцы крепятся к скошенным
концам соединяемых элементов с помощью кондукторов.
171
Стык работает следующим образом. Усилие N, возникшее в соединяемых элементах 1 под воздействием внешних нагрузок на конструкцию, раскладывается в
стыке на две составляющих, направленных по осям 5 и 6 стыка {фиг.2}, то есть в плоскости фланцев Nb
и нормально фланцам Nh {фиг.3}, острый угол между фланцем и осью стыкуемых элементов;
Nb=Ncosα=Ncos30=0.866N
Nh=Nsinα=Nsin30=0.5N
Усилие Nb
, действующая в плоскости фланцев 2, наполовину воспринимается упором 3, а другая половина – непосредственно фланцем, которая передается на него упором
смежного фланца {фиг.4}.
Такое распределение усилия Nb
между упором и фланцем обусловлено тем, что смежные упоры не взаимодействуют друг с другом, а взаимодействуют только со смежными фланцами. Снижение
усилия, действующего на упор, вдвое обеспечивает технический и экономический эффект за счет уменьшения длины торца упора, контактирующего с кромкой
отверстия во фланце, и объема сварных швов крепления упора к фланцу. С уменьшением длины торца упора уменьшается эксцентриситет приложения усилия на
упор, а равно и крутящий момент в элементах стыка, вызванный этим эксцентриситетом. Все это способствует повышению надежности стыка.
Усилие Nh
, действующее нормально фланцам, воспринимается частью силами трения на контактных торцах упоров 3 и фланцев 2, а остальная часть – стяжными болтами 4.
Расчетное усилие, воспринимаемое болтами Nb=Nh−Nμ, где Nμ=μNc, μ
– коэффициент трения на контактных поверхностях упоров, равный для необработанных поверхностей 0.25;
Уменьшение болтовых усилий более, чем в два раза, во столько же снижает моменты, изгибающие фланцы, а это позволяет принять для них более тонкие листы,
сокращая тем самым расход конструкционного материала. Кроме того, на материалоемкость предлагаемого соединения позитивно влияют возможные
уменьшения диаметров стяжных болтов 4, снижение их количества или комбинация первого или второго.
Теоретическое исследование напряжений в зонах узловых соединений классическими методами теории упругости весьма затруднительно. Это вызвано
разнообразием конструкций узлов, особенностями внешнего нагружения, а также крайне сложным взаимодействием элементов узла. В связи с этим, расчет
напряженно-деформированного состояния модели узла стыка растянутых поясов ферм на косых фланцах выполняется МКЭ. В ввиду ограничения объема
публикации, о результатах МКЭ анализа стыка будет рассказано в следующей статье.
Практическое использование
Конструктивное решение болтового соединения растянутых поясов ферм на косых фланцах впервые было апробировано в покрытии каркаса склада
металлоконструкций КМК "Корал" Производственная база в промышленной зоне района Рудный в Чкаловском районе г. Екатеринбурга. Для изготовления
опытного образца покрытия были разработаны рабочие чертежи стадии КМ и КМД. Изготовление элементов конструкции и контрольная сборка производилась в
172 предусматривала такую последовательность
ремонтно-механических мастерских производственной базы. Инструкция по креплению фланцев к поясу ферм
производства работ.
1. Cобрать фланцы, обеспечив плотное примыкание фланцев и упоров друг с другом. Стянуть проектными болтами;
2. Установить полуфермы в одной плоскости {в плане и по высоте}. Плотно прижать полуфермы к фланцам;
3. Приварить фланцы к полуфермам;
4. Выполнить именную маркировку полуферм, разъединить полуфермы
После производились окончательная установка и затяжка всех высокопрочных болтов. На рисунках приведены фотоизображения проектной модели каркаса
склада с покрытием с узлами на косых фланцах и узлов стыка после окончательной сборки, перед покраской и подготовкой к монтажу.
173
В данном случае, когда запроектированная конструкция применяется впервые, очевидна необходимость проведения экспериментальных исследований как
конструкции в составе покрытия в целом, так и отдельных элементов узловых сопряжений. При этом проверяется также верность методик расчета, необходимость
совершенствования которых диктуется потребностью в надежных результатах при проектировании.
В процессе работы над диссертацией, проводя обзор теоретических и экспериментальных исследований в области существующих узловых сопряжений поясов
ферм, замечено, что первый стык растянутых поясов ферм на косом фланце был изобретен в 1979 году, молодыми учеными Уральского электромеханического
института инженеров железнодорожного транспорта, Х. М. Ягофаровым и В. Я. Котовым.
Продолжая исследования в 1986 году, инж. А. Будаевым под руководством к.т.н. Х. М. Ягофарова, с целью подтверждения работоспособности стыка, а также
обоснования основных расчетных предпосылок, были изготовлены три стыка с номинальным углом наклона фланцев к осям элементов 45, 30 и 20 градусов.
Каждый стык представлен двумя одинаковыми половинами, в которых стыкуемый элемент выполнен из уголка 60х6. Испытания проводились на машине ГСМ –
50 нарастающей статической нагрузкой до разрыва болтов и разрушения фланцев. Эксперимент подтвердил работоспособность стыка, а так же основные
174
расчетные предпосылки. Кроме того, результаты позволили назначить в первом приближении величины расчетных коэффициентов.
В 2010 году, в Уральском государственном университете путей сообщения были изданы методические указания для студентов «Проектирование и изготовление
стыков на косых фланцах». А так же, необходимый и достаточный запас несущей способности болтовых стыков растянутых стержневых элементов с косыми
фланцами подтвержден итогами пробной контрольной
серии исследований опытных образцов, проведенных в лаборатории Пятигорского государственного технологического университета канд. техн. наук, доц.
Марутяном А.С в 2011 году. Разрывные усилия опытных образцов, превысили уровень расчетных нагрузок в 1.7…2.5 раза, а экспериментальные и расчетные
деформации имели достаточно приемлемую сходимость. Даны рекомендации о внедрении в практику строительства. Работы по исследованию стыка растянутых
поясов ферм на косом фланце ведутся и сегодня, изготовлены опытные образцы и трубы 120х5, заглушенной с одной стороны приваренной пластиной толщиной
30мм с 45мм стержнем для захвата в разрывной машине, с другой – фланцем с упором толщиной 25мм. Материал конструкций – малоуглеродистая сталь,
электроды типа Э50А. Болты М24 класса 10.9. Идет подготовка эксперимента, целью которого являются анализ напряженно-деформированного состояния узла
стыка и уточнения инженерной методики решения.
175
Таким образом, обобщая результаты исследования работы стыка растянутых элементов на косых фланцах, можно сказать, что предлагаемый стык растянутых
элементов на косых фланцах надежен, экономичен и прост в осуществлении.
Библиографический список
i.
ii.
iii.
iv.
v.
vi.
Х. Ягофаров, В.Я. Котов, 1979. Описание изобретения к авторскому свидетельству 887748
Х. Ягофаров, А. Будаев Стык растянутых элементов на косых фланцах. Промышленное строительство и инженерные сооружения, 1986, №2
К. Кузнецова, М. Радунцев «Проектирование и изготовление стыков на косых фланцах» Методические указания для студентов всех форм обучения
специальности «Промышленное и гражданское строительство» и слушателей Института дополнительного профессионального образования, УрГУПС, 2010
А.С. Марутян «Стыковые болтовые соединения стержневых элементов с косыми фланцами и их расчет» Пятигорский государственный технологический
176
университет, 2011
А.З. Клячин Металлические решетчатые пространственные конструкции регулярной структуры
Н.Г. Горелов Пространственные блоки покрытия со стержнями из тонкостенных гнутых стержней
ФЛАНЦЕВОЕ СОЕДИНЕНИЕ РАСТЯНУТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ЗАМКНУТОГО ПРОФИЛЯ
РОССИЙСКАЯ ФЕДЕРАЦИЯ
(19)
RU
(11)
2 413 820
(13)
C1
(51) МПК
 E04B 1/58 (2006.01)
ФЕДЕРАЛЬНАЯ СЛУЖБА
ПО ИНТЕЛЛЕКТУАЛЬНОЙ СОБСТВЕННОСТИ,
ПАТЕНТАМ И ТОВАРНЫМ ЗНАКАМ
(12) ОПИСАНИЕ ИЗОБРЕТЕНИЯ К ПАТЕНТУ
Статус:не действует (последнее изменение статуса: 27.10.2014)
(21)(22) Заявка: 2009139553/03, 26.10.2009
(24) Дата начала отсчета срока действия патента:
26.10.2009
(45) Опубликовано: 10.03.2011 Бюл. № 7
(72) Автор(ы):
Марутян Александр
Суренович (RU),
Першин Иван
Митрофанович (RU),
Павленко Юрий Ильич
(RU)
(56) Список документов, цитированных в отчете о поиске: КУЗНЕЦОВ В.В. Металлические конструкции. В 3 т. - Стальные
конструкции зданий и сооружений (Справочник проектировщика). - М.: АСВ, 1998, т.2. с.157, рис.7.6. б). SU 68853 A1,
31.07.1947. SU 1534152 A1, 07.01.1990.
(73) Патентообладатель(и):
Марутян Александр
Суренович (RU)
Приоритет(ы):
(22) Дата подачи заявки: 26.10.2009
Адрес для переписки:
357212, Ставропольский край, г. Минеральные Воды, ул. Советская, 90, кв.4, Ю.И. Павленко
(54) ФЛАНЦЕВОЕ СОЕДИНЕНИЕ РАСТЯНУТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ЗАМКНУТОГО ПРОФИЛЯ
(57) Реферат:
177
Изобретение относится к области строительства, в частности к фланцевому соединению растянутых элементов замкнутого профиля. Технический результат
заключается в уменьшении массы конструкционного материала. Фланцевое соединение растянутых элементов замкнутого профиля включает концы стержней с
фланцами, стяжные болты и листовую прокладку между фланцами. Фланцы установлены под углом 30° относительно продольных осей стержневых элементов.
Листовую прокладку составляют парные опорные столики. Столики жестко скреплены с фланцами и в собранном соединении взаимно уперты друг в друга. 7 ил.,
1 табл.
Предлагаемое изобретение относится к области строительства, а именно к фланцевым соединениям растянутых элементов замкнутого профиля, и может быть
использовано в монтажных стыках поясов решетчатых конструкций.
Известно стыковое соединение растянутых элементов замкнутого профиля, включающее концы стержневых элементов с фланцами, дополнительные ребра и
стяжные болты, установленные по периметру замкнутого профиля попарно симметрично относительно ребер (Металлические конструкции. В 3 т. Т.1. Общая
часть. (Справочник проектировщика) / Под общ. ред. В.В.Кузнецова. - М.: Изд-во АСВ, 1998. - С.188, рис.3.10, б).
Недостаток соединения состоит в больших габаритах фланца и значительном числе соединительных деталей, что увеличивает расход материала и трудоемкость
конструкции.
Наиболее близким к предлагаемому изобретению является монтажное стыковое соединение нижнего (растянутого) пояса ферм из гнутосварных замкнутых
профилей, включающее концы стержневых элементов с фланцами, дополнительные ребра, стяжные болты и листовую прокладку между фланцами для
прикрепления стержней решетки фермы и связей между фермами (1. Металлические конструкции: Учебник для вузов / Под ред. Ю.И.Кудишина. - М.: Изд. центр
«Академия», 2007. - С.295, рис.9.27; 2. Металлические конструкции. В 3 т. Т.1. Элементы конструкций: Учебник для вузов / Под ред. В.В.Горева. - М.: Высшая
школа, 2001. - С.462, рис.7.28, в).
Недостаток соединения, как и в предыдущем случае, состоит в материалоемкости и трудоемкости монтажного стыка на фланцах.
Основной задачей, на решение которой направлено фланцевое соединение растянутых элементов замкнутого профиля, является уменьшение массы (расхода)
конструкционного материала.
Результат достигается тем, что во фланцевом соединении растянутых элементов замкнутого профиля, включающем концы стержней с фланцами, стяжные болты и
листовую прокладку между фланцами, фланцы установлены под углом 30° относительно продольных осей стержневых элементов, а листовую прокладку
составляют парные опорные столики, жестко скрепленные с фланцами и в собранном соединении взаимно упертые друг в друга.
Предлагаемое фланцевое соединение имеет достаточно универсальное техническое решение. Так, его можно применить в монтажных стыках решетчатых
конструкций из труб круглых, овальных, эллиптических, прямоугольных, квадратных, пятиугольных и других замкнутых сечений. В качестве еще одного примера
использования предлагаемого соединения можно привести аналогичные стыки на монтаже элементов конструкций из парных и одиночных уголков, швеллеров,
двутавров, тавров, Z-, Н-,
U-, V-, Λ-, Х-, С-, П-образных и других незамкнутых профилей.
178
Предлагаемое изобретение поясняется графическими материалами, где на фиг.1 показано предлагаемое фланцевое соединение растянутых элементов замкнутого
профиля, вид сверху; на фиг.2 - то же, вид сбоку; на фиг.3 - предлагаемое соединение для случая прикрепления элемента решетки, вид сбоку; на фиг.4 - фланцевое
соединение растянутых элементов незамкнутого профиля, вид сверху; на фиг.5 - то же, вид сбоку; на фиг.6 - то же, при полном отсутствии стяжных болтов в
наружных зонах незамкнутого профиля; на фиг.7 - расчетная схема растянутого элемента замкнутого профиля с фланцем и опорным столиком.
Предлагаемое фланцевое соединение растянутых элементов замкнутого профиля 1 содержит прикрепленные с помощью сварных швов цельнолистовые фланцы 2,
установленные под углом 30° относительно продольных осей растянутых элементов. С фланцами 2 посредством сварных швов жестко скреплены опорные
столики 3. В выступающих частях 4 фланцев 2 и опорных столиков 3 размещены соосные отверстия 5, в которых после сборки соединения на монтаже
установлены стяжные болты 6.
Для прикрепления стержневого элемента решетки 7 в предлагаемом фланцевом соединении опорные столики 3 продолжены за пределы выступающих частей 4
фланцев 2 таким образом, что в них можно разместить дополнительные болты 8, как это сделано в типовом монтажном стыке на фланцах.
В случае использования предлагаемого фланцевого соединения для растянутых элементов незамкнутого профиля 9, соосные отверстия 5 во фланцах 2 и опорных
столиках 3, а также стяжные болты 6 могут быть расположены не только за пределами сечения (поперечного или косого) незамкнутого (открытого) профиля, но и
в его внутренних зонах. При полном отсутствии стяжных болтов 6 в наружных (внешних) зонах открытого профиля 9 предлагаемое фланцевое соединение более
компактно.
В фермах из прямоугольных и квадратных труб (гнутосварных замкнутых профилей - ГСП) углы примыкания раскосов к поясу должны быть не менее 30° для
обеспечения плотности участка сварного шва со стороны острого угла (Металлические конструкции: Учебник для вузов / Под ред. Ю.И.Кудишина. - М.: Изд.
центр «Академия», 2007. - С.296). Поэтому в предлагаемом фланцевом соединении растянутых элементов замкнутого профиля 1 фланцы 2 и скрепленные с ними
опорные столики 3 установлены под углом 30° относительно продольных осей. В таком случае продольная сила F, вызывающая растяжение элемента замкнутого
профиля 1, раскладывается на две составляющие: нормальную N=0,5 F, воспринимаемую стяжными болтами 6, и касательную T=0,866 F, передающуюся на
опорные столики 3. Уменьшение болтовых усилий в два раза во столько же раз снижает моменты, изгибающие фланцы, а это позволяет применять для них более
тонкие листы, сокращая тем самым расход конструкционного материала. Кроме того, на материалоемкость предлагаемого соединения позитивно влияют
возможные уменьшение диаметров стяжных болтов 6, снижение их количества или комбинация первого и второго.
Для сравнения предлагаемого (нового) технического решения с известным в качестве базового объекта принято типовое монтажное соединение на фланцах ферм
покрытий из гнутосварных замкнутых профилей системы «Молодечно» (Стальные конструкции покрытий производственных зданий пролетами 18, 24, 30 м с
применением замкнутых гнутосварных профилей прямоугольного сечения типа «Молодечно». Серия 1.460.3-14. Чертежи КМ. Лист 44). Расход материала
сравниваемых вариантов приведен в таблице, из которой видно, что в новом решении он уменьшился в 47,1/26,8=1,76 раза.
Наименование Размеры, мм Кол-во, шт.
Масса, кг
1 шт. всех стыка
Фланец
300×300×30
2
21,2 42,4
Ребро
140×110×8
8
0,5* 4,0
Сварные швы (1,5%)
47,1
Примеч.
Известное решение
0,7
Фланец
300×250×18
2
10,6 21,2
Столик
27×150×8
2
2,6
5,2
26,8 Предлагаемое решение
179
Сварные швы (1,5%)
0,4
*Учтена треугольная форма
Кроме того, здесь необходимо учесть расход материала на стяжные болты. В известном и предлагаемом фланцевых соединениях количество стяжных болтов
одинаково и составляет 8 шт. Если в первом из них использованы болты М24, то во втором - M18 того же класса прочности. Тогда очевидно, что в новом решении
расход материала снижен пропорционально уменьшению площади сечения болта нетто, то есть в 3,52/1,92=1,83 раза.
Формула изобретения
Фланцевое соединение растянутых элементов замкнутого профиля, включающее концы стержней с фланцами, стяжные болты и листовую прокладку между
фланцами, отличающееся тем, что фланцы установлены под углом 30° относительно продольных осей стержневых элементов, а листовую прокладку составляют
парные опорные столики, жестко скрепленные с фланцами и в собранном соединении взаимно упертые друг в друга.
180
181
ИЗВЕЩЕНИЯ
MM4A Досрочное прекращение действия патента из-за неуплаты в установленный срок пошлины за поддержание патента в силе
Дата прекращения действия патента: 27.10.2011
Дата публикации: 20.08.2012
Изобретение стыковое соединение растянутых элементов
182
183
184
185
186
187
188
189
190
191
ЭЛЕМЕНТЫ ТЕОРИИ ТРЕНИЯ,
РАСЧЕТ И ТЕХНОЛОГИЯ ПРИМЕНЕНИЯ
ФРИКЦИОННО-ПОДВИЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
УЗДИН А.М., ЕЛИСЕЕВ О.Н., , НИКИТИН А.А., ПАВЛОВ В.Е., СИМКИН А.Ю., КУЗНЕЦОВА И.О.
ЭЛЕМЕНТЫ ТЕОРИИ ТРЕНИЯ,
РАСЧЕТ И ТЕХНОЛОГИЯ ПРИМЕНЕНИЯ
ФРИКЦИОННО-ПОДВИЖНЫХ СОЕДИ
192Н Е Н И Й
СОДЕРЖАНИЕ
1
Введение
3
2
Элементы теории трения и износа
6
3
Методика расчета одноболтовых ФПС
18
3.1
Исходные посылки для разработки методики расчета ФПС
18
3.2
Общее уравнение для определения несущей способности ФПС.
20
3.3
Решение общего уравнения для стыковых ФПС
21
3.4
Решение общего уравнения для нахлесточных ФПС
22
4
Анализ экспериментальных исследований работы ФПС
26
5
Оценка
параметров
диаграммы
деформирования
многоболтовых
фрикционно-подвижных соединений (ФПС)
31
5.1
Общие положения методики расчета многоболтовых ФПС
31
5.2
Построение уравнений деформирования стыковых многоболтовых ФПС
32
5.3
Построение уравнений деформирования нахлесточных многоболтовых 38
ФПС
6
Рекомендации по технологии изготовления ФПС и сооружений с такими
соединениями
6.1
42
Материалы болтов, гаек, шайб и покрытий контактных поверхностей
стальных деталей ФПС и опорных поверхностей шайб
42
6.2
Конструктивные требования к соединениям
43
6.3
Подготовка
контактных
поверхностей
элементов
и
методы
контроля
6.4
45
Приготовление и нанесение протекторной грунтовки ВЖС 83-0287. Требования к загрунтованной поверхности. Методы контроля
6.4.1
Основные требования по технике безопасности при работе с
грунтовкой ВЖС 83-02-87
6.4.2
46
Транспортировка
и
47
хранение
элементов
законсервированных грунтовкой ВЖС 83-02-87
и
деталей,
49
193
6.5
Подготовка и нанесение антифрикционного покрытия на опорные 49
поверхности шайб
6.6
7
Сборка ФПС
49
Список литературы
51
194
195
196
197
198
199
200
201
202
203
204
205
206
207
208
209
210
211
212
213
214
215
216
Более подробно о применения огнестойкого компенсатора -гасителя температурных
напряжений ,смотрите внедренные изобретения организации "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ
Японо-Американской фирмой RUBBER BEARING FRICTION DAMPER (RBFD)
HTTPS://WWW.DAMPTECH.COM/-RUBBER-BEARING-FRICTION-DAMPER-RBFD
https://www.damptech.com/for-buildings-cover https://www.youtube.com/watch?v=r7q5D6516qg
https://pdfs.semanticscholar.org/9e18/40d8ecd555c288babdf4f3272952788a7127.pdf
Фирмой RUBBER BEARING FRICTION DAMPER (RBFD) разработан и запроектирован
амортизирующий демпфер, который совмещает преимущества вращательного трения
амортизируя с вертикальной поддержкой эластомерного подшипника в виде вставной резины,
которая не долговечно и теряет свои свойства при контрастной температуре , а сам резина
крошится. Амортизирующий демпфер испытан фирмы RBFD Damptech , где резиновый
сердечник, является пластическим шарниром, трубчатого в вида Seismic resistance GD Damper
https://www.youtube.com/watch?v=I4YOheI-HWk&t=5s
https://www.youtube.com/watch?v=CIZCbPInf5k
https://www.youtube.com/watch?v=ZRJcowT24I8&t=1s
https://www.youtube.com/watch?v=bFjGdgQz1iA Seismic Friction Damper - Small Model QuakeTek
https://www.youtube.com/watch?v=YwwyXw7TRhA
https://www.youtube.com/watch?v=ViGHmWVvEkU&t=2s
https://www.youtube.com/watch?v=oT4Ybharsxo Earthquake Protection Damper
https://www.youtube.com/watch?v=GOkJIhVNUrY&t=2s Ingeniería Sísmica Básica explicada con
marco didáctico QuakeTek QuakeTek
https://www.youtube.com/channel/UCCGoRHfZQlJ8cwdGJxOQgLQ
https://www.youtube.com/watch?v=aSZa--SaRBY&t=2s Friction damper for impact absorption
217
DamptechDK https://www.youtube.com/watch?v=pkfnGJ6Q7Rw&t=5s
https://www.youtube.com/watch?v=EFdjTDlStGQ https://www.youtube.com/watch?v=NRmHBla1m8A
Материалы специальных технических условий (СТУ) по испытанию огнестойкого
компенсатор - гасителя температурных напряжений в ПК SCAD (ОКГТН -СПб ГАСУ)
согласно заявки на изобретение от 14.02.2022 : "Огнестойкого компенсатора -гасителя
температурных напряжений" , для обеспечения сейсмостойкости строительных
конструкций в сейсмоопасных районах , сейсмичностью более 9 баллов . Серия ШИФР ТУ
20.30.12-001-35635096-2021 СПб ГАСУ: Cпециальные технические условия (СТУ), альбомы ,
чертежи, лабораторные испытания : о применения огнестойкого компенсатора -гасителя
температурных напряжений , для обеспечения сдвиговой прочности !!! и сейсмостойкости
строительных конструкций в сейсмоопасных районах , сейсмичностью более 9 баллов . Серия
ШИФР ТУ 20.30.12-001-35635096-2021 СПб ГАСУ, новых огнестойких компенсаторов гасителей температурных напряжений, которые используются в США, Канаде фирмой
STAR SEIMIC , на основе изобретений проф дтн ПГУП А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755,
1174616, 165076 «Опора сейсмостойкая», 154505 «Панель противовзрывная», № 2010136746
«Способ защиты зданий и сооружений при взрыве с использованием сдвигоустойчивых и
легко сбрасываемых соединений , использующие систему демпфирования фрикционности и
сейсмоизоляцию для поглощения взрывной и сейсмической энергии» , хранятся на Кафедре
технологии строительных материалов и метрологии КТСМиМ 190005, Санкт-Петербург, 2-я
, Красноармейская ул., д. 4, СПб ГАСУ, у проф. дтн Юрий Михайловича Тихонова в ауд 305 С.
Тема докторской диссертации дтн проф Тихонова Ю.М " Аэрированные легкие и теплоогнезащитные бетоны и растворы с применением вспученного вермикулита и перлита и изделия
на их основе" tf6947810@outlook.com
seysmofund@yandex.ru te9516441648@gmail.com
218
https://disk.yandex.ru/d/_ssJ0XTztfc_kg https://ppt-online.org/1100738
https://ppt-online.org/1068549
https://ppt-online.org/1064840
С уважением , редактора газеты «Армия Защитни4ков Отечества » Быченок Владимир
Сергеевич (09.05 1992), позывной «ВДВ», спецподразделение «ГРОМ», бригада "Оплот" г.
Дебальцево, ДНР, Донецкая область. 89219626778@bk.ru (996) 798-26-54, ( 921) 962-67-78
Заместитель редактора газеты «Земля РОССИИ» Данилик Павл Викторович, позывной "Ден"
, 2 батальон 5 бригады "Оплот" ДНР.(участнику боя при обороне Логвиново, запирая
Дебальцевский котел, д.р 6.02.1983) mob9967982654@yandex.ru (951) 644-16-48
С оригиналом свидетельством газеты «Земля РОССИИ» № П 0931 от 16 мая 1994 можно
ознакомится по ссылке https://disk.yandex.ru/i/xzY6tRNktTq0SQ https://ppt-online.org/962861
С оригиналом свидетельство о регистрации «Крестьянского информационного агентство» №
П 4014 от 14 октября 1999 г можно ознакомится по ссылке
https://disk.yandex.ru/i/8ZF2bZg0sAs-Iw https://ppt-online.org/962861
219
220
221
А.М.Уздин докт. техн. наук, профессор кафедры «Теоретическая механика» ПГУПС t89967982654@gmail.com
Х.Н.Мажиев -. Президент ОО «СейсмоФонд» при СПб ГАСУ gazetazemlya1@gmail.com
А.И.Кадашов - стажер СПб ГАСУ, зам президента организации «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ socinformburoia@gmail.com t91111758465@gmail.com (996)
798-26-54, ( 951) 644-16-48
Е.И.Андреева зам Президента организации «СейсмоФонд», инженер –механик ЛПИ им Калинина t9531513915@gmail.com t89967982654@gmail.com т/ф
(812) 694-78-10
Научные консультанты по недению изобретений проф дтн П.М.Уздина изобретенных еще в СССР в ЛИИЖТе проф дтн ПГУПС Уздиным А.М №№ 1143895,
1168755, 1174616, 2550777, 165076, 154506, 1760020 2010136746, с натяжными диагональными элементами верхнего и нижнего пояса ферм и с креплениями
болтовыми и сварочными креплениями, ускоренным способом и сконструированным со встроенным фибробетонным настилом, с пластическими шарнирами,
по с расчетом , как встроенное пролетное строение железнодорожного ( штат Минисота , река Лебедь) и автомобильного моста ( штат Монтана , река
Суон) для более точного расчета ПK SCAD инженерами организации «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ , при распределения нагрузок на полосу движения
железнодорожного и грузового автомобильного транспорта, по отдельным фермам, и была рассчитана222
с использованием 3D –модели конечных элементов в
США, при финансировании проектных и строительных работ ускоренной переправы через реку Суон Министерством транспорта США и Строительным
департаментом штата Монтана США
Богданова И А зам Президента организации «СейсмоФонд», инженер –стрроитель СПб ГАСУ karta2202200640855533@gmail.com ( 921) 962-67-78
Безвозмездно оказала помощь при расчет в ПK SCAD прямой упругоплатический расчет стальных ферм пролетом 60 метро для однопутного
железнодорожного моста грузоподьемностью 70 тонн , ширина пути 3, 5 для перправы через реку Лнепр в Смоленской области для военных целях
с6947810@yandex.ru
Научный консультан прямого упругопластического расчет стальных американских пролтетных ферм с большими перемешениями на прельное
равновестие и приспособлчемость , теоретическеи основы расчет на плпмтиснмелн предельное равновесие и приспособляемость и упругоплатическое
поведение стального стержня и бронзовой или тросовй втулки , гильзы и бота с пропиленным пазом болгаркой для создания упругоплатическо
соедения пролетного строения для создания предельного равновесия
Титова Тамила Семеновна Первый проректор - проректор по научной работе - Ректорат, Заведующий кафедрой - Кафедра «Техносферная и
экологическая безопасность»,
Заместитель Председателя - Учёный совет Контакты: (812) 436-98-88 (812) 457-84-59 titova@pgups.ru Санкт-Петербург, Московский пр., д. 9, ауд. 7-223
оказала помощь при расчет в лабораторных испытаниях в ПK SCAD и перводе на русский американских и китайских публикаций , чертежей, о
прямом упругоплатическом расчете стальных ферм пролетом 60 метро для однопутного железнодорожного моста грузоподьемностью 70 тонн ,
ширина пути 3, 5 для перправы опытного, учебного сбороно- разбороно моста через реку Днепр в Смоленской области для военных целях в Новроссии
ЛНР, ДНР соместро с Белорусской Республики t79967982654@gmail.com te9219626778@gmail.com
Бенин Андрей Владимирович
- научный консультан
по проведению лабортаорных испытаний в ПК SCAD узлов , ффрагментов и
математических моделей прямого упругопастического расчет пролетных строений армейского быстрособираемого железножорожного моста с большими
перемещениями напредельное равновесие и приспособлемость с учето опыта американских и китайских инженеров из шатат Монтан и Министоа при
223
переправе через реку Суон и Лбедь в шатет Министоа ( см Китайскую статью на английском языке) 8126947810@rambler.ru
т/ф (812) 694-78-10 СПб ГАСУ
Контакты:
(812) 457-80-19, (812) 310-31-28, nich@pgups.ru
Санкт-Петербург, Московский пр., д. 9, ауд. 7-225
СМК РД 09.36-2022 «Положение о Научно-исследовательской части» (sig)
Контакты (812) 310-31-28, 58-019 Санкт-Петербург, Московский пр., д. 9, ауд. 7-225
Видюшенков Сергей Александрович -- научный
консультан
по проведению лабортаорных испытаний в ПК SCAD узлов , ффрагментов и
математических моделей прямого упругопастического расчет пролетных строений армейского быстрособираемого железножорожного моста с большими
перемещениями напредельное равновесие и приспособлемость с учето опыта американских и китайских инженеров из шатат Монтан и Министоа при
переправе через реку Суон и Лбедь в шатет Министоа ( см Китайскую статью на английском языке)
Контакты: (812) 457-82-34
СМК РД 09.31-2020 «Положение о кафедре ФГБОУ ВО «Петербургский государственный университет путей сообщения
Императора Александра I»
Контакты
pmik@pgups.ru (812) 457-82-34 (812) 571-53-51
Санкт-Петербург, Московский пр., д. 9, ауд. 3-309
Декан факультета
Андрей Вячеславович ЗАЗЫКИН--- научный
консультан
по проведению лабортаорных испытаний в ПК SCAD узлов , ффрагментов и
математических моделей прямого упругопастического расчет пролетных строений армейского быстрособираемого железножорожного моста с большими
перемещениями напредельное равновесие и приспособлемость с учето опыта американских и китайских инженеров из шатат Монтан и Министоа при
переправе через реку Суон и Лбедь в шатет Министоа ( см Китайскую статью на английском языке) https://www.spbgasu.ru/Studentam/Fakultety/Avtomobilnotransportnyy_fakultet/ Контакты автомобильно-дорожного факультета
Адрес:
Санкт-Петербург, Курляндская ул., д. 2/5
224
Адрес для корреспонденции: СПбГАСУ, 2-я Красноармейская ул., д. 4, г. Санкт-Петербург, Россия, 190005
Деканат:
Каб. 102-К
На карте
Тел.:
(812) 251-93-61, (812) 575-01-82, (812) 575-05-12
E-mail:
faat@spbgasu.ru
ВКонтакте:
https://vk.com/id337348801
Задать вопрос о приёме на факультет:
Заместителю ответственного секретаря приёмной комиссии СПбГАСУ по работе на автомобильно-дорожном факультете
Щербакову Александру Павловичу
➠ Писать на электронную почту: shurbakov.aleksandr@yandex.ru
225
226
227
228
229
230
231
232
233
234
235
236
Пожалуйста проверьте правильность заполнения анкеты
237
Если всё верно, нажмите «Отправить письмо» ещё раз, в противном случае нажмите
«Вернуться» для редактирования формы.
Адресат
Президенту Российской Федерации
Фамилия, имя, отчество
Мажиев Хасан Нажоевич
Адрес электронной почты
karta2202200640855233@gmail.com
Телефон
8126947810
Прикреплённый файл
putinu Annotatsiya KNR CINA kitayskiy sborno-razborniy armeyskiy most dlya perepravi sherez Dnepr
3 str.docx
Текст
Заявление редакции газеты "Армия Защитников Отечества" о краже изобретений ,
изобретенных в СССР 30 лет назад проф дтн ПГУПС Уздиным А М и внедренных №№ 1143895,
1168755, 1168755 в КНР в Китайской Народной Республике для критических ситуаций МЧС
Китаем сборно-разборный армейский пешеходный мост и мост для скорой помощи из
сверхлегких и сверхпрочных полимерных материалов, длиной 51 метр, грузоподъемностью 200
кг, Все для перевозки на автотранспорте 162 кг Собирается за 2 часа . Разработан на МЧС
Китая Испытывался 4 раза Быстро-собираемый мост собран из упругопластических стальных
238
структурных ферм с большими перемещениями на предельное равновесие
и приспособляемость
Убедительная просьба поручить МЧС РФ разработку чертежей и внедрение в РФ для
чрезвычайных ситуациях и использовать для переправы через Днепр для оказания помощи
раненым морпехам Республики Крым и Севастополя Прилагаю аннотацию , ссылку см ниже
Отправить письмо
Большое спасибо!
Отправленное 15.01.2023 Вами письмо в электронной форме за номером ID=9774096 будет
доставлено и с момента поступления в Администрацию Президента Российской Федерации
зарегистрировано в течение трех дней.
Президенту Российской Федерации
:
Фамилия, имя, отчество: Мажиев Хасан Нажоевич
Организация: Организация "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ ОГРН 1022000000824 ИНН
2014000780
Адрес электронной почты: karta2202200640855233@gmail.com
Телефон: 8126947810
Тип: обращение
Текст
Заявление редакции газеты "Армия Защитников Отечества" о краже изобретений ,
изобретенных в СССР 30 лет назад проф дтн ПГУПС Уздиным А М и внедренных №№
1143895, 1168755, 1168755 в КНР в Китайской Народной Республике для критических
ситуаций МЧС Китаем сборно-разборный армейский пешеходный мост и мост для скорой
помощи из сверхлегких и сверхпрочных полимерных материалов,239длиной 51 метр,
грузоподъемностью 200 кг, Все для перевозки на автотранспорте 162 кг Собирается за 2
часа . Разработан на МЧС Китая Испытывался 4 раза Быстро-собираемый мост собран из
упругопластических стальных структурных ферм с большими перемещениями на предельное
равновесие и приспособляемость Убедительная просьба поручить МЧС РФ разработку
чертежей и внедрение в РФ для чрезвычайных ситуациях и использовать для переправы через
Днепр для оказания помощи раненым морпехам Республики Крым и Севастополя Прилагаю
аннотацию , ссылку см ниже
Отправлено: 15 января 2023 года, 02:15
Ваше обращение в адрес Правительства Российской Федерации поступило на почтовый сервер и
будет рассмотрено отделом по работе с обращениями граждан. Номер Вашего
обращения 2057198.
Закрыть
Все для Фронта Все для Победы РАСЧЕТ УПРУГОППЛАСТИЧЕСКОГО
СТРУКТУРНОГО СБОРОНО-РАЗБОРОНОГО МОСТА НА ОСНОВЕ ТРЕХГРАННОЙ БЛОКФЕРМЫ на напряженно деформируемое состояние (НДС) структурных стальных ферм с
большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость на пример
расчет китайского моста из сверхлегких, сверхпрочных полимерных гибридных
материалов GFRP-MЕТАЛЛ, с использование стекловолокна для армейского быстро
собираемого моста, для чрезвычайных ситуациях , длинною 51 метра , грузоподъемностью
200 kN, из трубчатых GFRP-элементов (Полный вес быстро собираемого китайского
моста 152 kN ), для использования при чрезвычайных ситуациях для Народной Китайской
Республики и на основе строительство моста для грузовых автомобилей, из
пластинчато-балочных стальных ферм при строительстве
переправы ( длиной 205
240
футов) через реку Суон , в штате Монтана (США), со встроенным бетонным настилом и
натяжными элементами верхнего и нижнего пояса стальной фермы со значительной
экономией строительных материалов.
Более подробно о внедрении в сейсмоопасных районах демпфирующих опор ЛИСИ , для
системы противопожарной защиты трубопроводов на Аляске, изобретенных в СССР №№
1143895 US , 1168755 US, 1174616 US дтн ЛИИЖТ А.М.Уздиным внедренных в Армении
Introduction to Pipe Supports Types of Pipe Supports Pipe Supports for Critical Piping Systems. This
video explains the basics of pipe supports, pipe support types, functions, requirements, and supporting
guidelines.Pipe Support Types of Pipe Supports Primary and Secondary pipe Supports Piping Mantra
https://ok.ru/video/3306247162582 https://www.youtube.com/watch?v=U4aUmrOeVbc
https://disk.yandex.ru/i/6fYbE0M9Z1_F8Q https://ok.ru/video/3306263022294
https://disk.yandex.ru/i/TttSRnFkHfIX9g Fire Sprinkler Installation - BCA- Singapore
https://ok.ru/video/3306312764118 https://disk.yandex.ru/i/PcwhOMxy4yD6cQ
Eaton-s TOLCO Seismic Bracing OSHPD Pre-approval(1) https://ok.ru/video/editor/3306401696470
How to Install Cable Sway Bracing - 4-Way Brace https://ok.ru/video/3306431122134
SB 4 Seismic Bracing Value Proposition https://ok.ru/video/3306475031254
Seismic Cable Bracing Systems - Product Focus https://ok.ru/video/3306504981206
Understanding Pipe Supports Webinar https://ok.ru/video/3306548628182
https://www.youtube.com/watch?v=ygg1X5qI-0w
241
PIPING THERMAL EXPANSION PIPING FLEXIBILITY - ANCHOR LOCATION PIPING
MANTRA WITH EXAMPLES https://ok.ru/video/editor/3306596797142
How to select spring hanger - for piping engineers https://ok.ru/video/3306645424854
piping support typeisometric pipe drawing support symbolspipe fitter training in hindi
https://ok.ru/video/3306633235158 Организация «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ ОГРН :
1022000000824 ИНН ; 2014000780 Президент организации Мажиев Х.Н seismofond@list.ru
produktsiisertifikatsiya@yahoo.com gazetazemlya1@gmail.com (996) 798-26-54, (921) 962-67-78
Более подробно об использовании изобретений проф дтн ЛИИЖТа А.М.Уздина за рубежом
https://ppt-online.org/1045087 https://ppt-online.org/1045088
https://ppt-online.org/1045089 https://ppt-online.org/1014767 https://ppt-online.org/1045091
https://ppt-online.org/1045092
https://ppt-online.org/1045090
см. зарубежный опыт использования демпфирующего компенсатора для трубопроводов :
https://www.manualslib.com/manual/794138/Man-BAndw-S80me-C7.html?page=131
https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems/fire-protection-solutions/tolco-seismicupdate.html
http://itpny.net/products-seismic-attachments.html https www eaton.com/us/en-us/products/supportsystems/fire-protection-solutions/tolco-seismic-update.html
https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems/fire-protection-solutions.html
https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems/bl-transition.html
https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems.html
242
https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems/seismic-bracing/seismic-bracing-and-fireprotection-resources.html
http://itpny.net/products.html http://www.swillistonsales.com/manufacturers/eaton-b-line-series
http://itpny.net/products-seismic-attachments.html https://www.eaton.com/us/en-us/products/supportsystems/seismic-bracing/fig--3000.html https://www.rilco.com/products/vibration-control-sway-braces
http itpny.net/products-seismic-attachments.html http www swillistonsales.com/manufacturers/eaton-bline-series
Испытание на сейсмостойкость в ПК SCAD демпфирующего компенсатора для
трубопроводов https://piter.tv/video_clip/19686/
https://disk.yandex.ru/d/m-e--HxD_oNWqw https://ppt-online.org/1044577
При испытаниях узлов и фрагментов компенсатора пролетного строения из упругопластических
стальных ферм 6 , 9, 12, 18, 24 и 30 метров , однопутный, автомобильный , ширина проезжей
части 3 метра, грузоподъемностью 1 тонна , ускоренным способом, со встроенным бетонным
настилом с пластическими шарнирами ( компенсаторами ) , системой стальных ферм
соединенных элементов на болтовых и соединений между диагональными натяжными
элементами, верхним и нижним поясом фермы из пластинчатых пролетной стальной фермыбалки с применением гнутосварных профилей прямоугольного сечения типа "Молодечно" (
серия 1.460.3-14 ГПИ " Ленпроектстальконструкция" ) для системы несущих элементов и
элементов проезжей части армейского сбрно- разборного пролетного строения моста с
упругопластическими компенсатора проф дтн ПГУПС А.М.Уздина с со сдвиговыми
жесткостью с использованием при испытаниях упругопластических ферм ПК SCAD и
использовании при лабораторных испытаниях в СПб ГАСУ организацией "Сейсмофонд" при
243
СПб ГАСУ выполненный расчет американскими организациями
в программе 3D - модели
конечных элементов компенсатора–гасителя напряжений для пластичных ферм
американскими инженерами, при строительстве переправы , длиной 205 футов ( 60м етров )
через реку Суон в штате Монтана в 2017 году и использовались изобретения проф дтн
А.М.Уздина .
Более подробно о применения огнестойкого компенсатора -гасителя температурных
напряжений ,смотрите внедренные изобретения организации "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ
Японо-Американской фирмой RUBBER BEARING FRICTION DAMPER (RBFD)
HTTPS://WWW.DAMPTECH.COM/-RUBBER-BEARING-FRICTION-DAMPER-RBFD
HTTPS://WWW.DAMPTECH.COM/-RUBBER-BEARING-FRICTION-DAMPER-RBFD
https://www.damptech.com/for-buildings-cover https://www.youtube.com/watch?v=r7q5D6516qg
https://pdfs.semanticscholar.org/9e18/40d8ecd555c288babdf4f3272952788a7127.pdf
Фирмой RUBBER BEARING FRICTION DAMPER (RBFD) разработан и запроектирован
амортизирующий демпфер, который совмещает преимущества вращательного трения
амортизируя с вертикальной поддержкой эластомерного подшипника в виде вставной резины,
которая не долговечно и теряет свои свойства при контрастной температуре , а сам резина
крошится. Амортизирующий демпфер испытан фирмы RBFD Damptech , где резиновый
сердечник, является пластическим шарниром, трубчатого в вида Seismic resistance GD Damper
https://www.youtube.com/watch?v=I4YOheI-HWk&t=5s
https://www.youtube.com/watch?v=CIZCbPInf5k
https://www.youtube.com/watch?v=ZRJcowT24I8&t=1s
https://www.youtube.com/watch?v=bFjGdgQz1iA Seismic Friction Damper - Small Model QuakeTek
https://www.youtube.com/watch?v=YwwyXw7TRhA
https://www.youtube.com/watch?v=ViGHmWVvEkU&t=2s
https://www.youtube.com/watch?v=oT4Ybharsxo Earthquake Protection Damper
244 Sísmica Básica explicada con
https://www.youtube.com/watch?v=GOkJIhVNUrY&t=2s Ingeniería
marco didáctico QuakeTek QuakeTek
https://www.youtube.com/channel/UCCGoRHfZQlJ8cwdGJxOQgLQ
https://www.youtube.com/watch?v=aSZa--SaRBY&t=2s Friction damper for impact absorption
DamptechDK https://www.youtube.com/watch?v=pkfnGJ6Q7Rw&t=5s
https://www.youtube.com/watch?v=EFdjTDlStGQ https://www.youtube.com/watch?v=NRmHBla1m8A
Материалы специальных технических условий (СТУ) по испытанию огнестойкого компенсатор
- гасителя температурных напряжений в ПК SCAD (ОКГТН -СПб ГАСУ) согласно заявки на
изобретение от 14.02.2022 : "Огнестойкого компенсатора -гасителя температурных
напряжений" , для обеспечения сейсмостойкости строительных конструкций в сейсмоопасных
районах , сейсмичностью более 9 баллов . Серия ШИФР ТУ 20.30.12-001-35635096-2021 СПб
ГАСУ: Специальные технические условия (СТУ), альбомы , чертежи, лабораторные испытания :
о применения огнестойкого компенсатора -гасителя температурных напряжений , для
обеспечения сдвиговой прочности !!! и сейсмостойкости строительных конструкций в
сейсмоопасных районах , сейсмичностью более 9 баллов . Серия ШИФР ТУ 20.30.12-00135635096-2021 СПб ГАСУ, новых огнестойких компенсаторов -гасителей температурных
напряжений, которые используются в США, Канаде фирмой STAR SEIMIC , на основе
изобретений проф дтн ПГУП А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 165076 «Опора
сейсмостойкая», 154505 «Панель противовзрывная», № 2010136746 «Способ защиты зданий и
сооружений при взрыве с использованием сдвигоустойчивых и легко сбрасываемых
соединений , использующие систему демпфирования фрикционности и сейсмоизоляцию для
поглощения взрывной и сейсмической энергии» , хранятся на Кафедре технологии
строительных материалов и метрологии КТСМиМ 190005, Санкт-Петербург, 2-я ,
Красноармейская ул., д. 4, СПб ГАСУ, у проф. дтн Юрий Михайловича Тихонова в ауд 305 С.
Тема докторской диссертации дтн проф Тихонова Ю.М " Аэрированные легкие и тепло245
огнезащитные бетоны и растворы с применением вспученного вермикулита
и перлита и изделия
на их основе" (921) 962-67-78,
( 996) 535-47-29, https://disk.yandex.ru/d/_ssJ0XTztfc_kg
https://ppt-online.org/1100738 https://ppt-online.org/1068549 https://ppt-online.org/1064840
С уважением , редактора газеты «Земля РОССИИ» Быченок Владимир Сергеевич (09.05 1992),
позывной «ВДВ», спецподразделение «ГРОМ», бригада "Оплот" г. Дебальцево, ДНР, Донецкая
область.
Заместитель редактора газеты «Земля РОССИИ» Данилик Павл Викторович, позывной "Ден" , 2
батальон 5 бригады "Оплот" ДНР.(участнику боя при обороне Логвиново, запирая
Дебальцевский котел, д.р 6.02.1983)
С оригиналом свидетельством газеты «Земля РОССИИ» № П 0931 от 16 мая 1994 можно
ознакомится по ссылке https://disk.yandex.ru/i/xzY6tRNktTq0SQ https://ppt-online.org/962861
С оригиналом свидетельство о регистрации «Крестьянского информационного агентство» № П
4014 от 14 октября 1999 г можно ознакомится по ссылке https://disk.yandex.ru/i/8ZF2bZg0sAsIw https://ppt-online.org/962861
Uprugoplasticheskiy raschet napryajenno deformiruemoe sostoyanie stryktyrnix ferm na predelnoe
ravnovesie prisposoblyaemost 482 str
https://disk.yandex.ru/d/Vgm6BkeKQc1bZg
Uprugoplasticheskiy raschet napryajenno deformiruemoe sostoyanie stryktyrnix ferm na predelnoe
ravnovesie prisposoblyaemost 482 str
https://studylib.ru/doc/6385190/uprugoplasticheskiy-raschet-napryajenno-deformiruemoe-sos...
https://mega.nz/file/OUQm2JAI#wL1mhRwj_L3rWA2vlYgpS0tM02motrmGi1nfEOBFiYM
https://mega.nz/file/fNJgWJyD#JS0kr96f7qCPWJUjOzzxcd2T0-oB_aQ18gni8iCbiec
Made KNR Uprugoplasticheskiy raschet napryajenno deformiruemoe
sostoyanie stryktyrnix ferm na
246
predelnoe ravnovesie prisposoblyaemost 451 str
https://ppt-online.org/1294313 https://ibb.co/DVWfrJW https://ibb.co/album/dPbw2g
Пожалуйста проверьте правильность заполнения анкеты
Если всё верно, нажмите «Отправить письмо» ещё раз, в противном случае нажмите «Вернуться»
для редактирования формы.
Адресат Президенту Российской Федерации
Фамилия, имя, отчество
Мажиев Хасан Нажоевич
Адрес электронной почты
karta2202200640855233@gmail.com
Телефон 8126947810
Прикреплённый файл
putinu Annotatsiya KNR CINA kitayskiy sborno-razborniy armeyskiy most dlya perepravi sherez Dnepr
3 str.docx
Текст
Заявление редакции газеты "Армия Защитников Отечества" о краже изобретений , изобретенных
в СССР 30 лет назад проф дтн ПГУПС Уздиным А М и внедренных №№ 1143895, 1168755,
1168755 в КНР в Китайской Народной Республике для критических ситуаций МЧС Китаем
сборно-разборный армейский пешеходный мост и мост для скорой помощи из сверхлегких и
сверхпрочных полимерных материалов, длиной 51 метр, грузоподъемностью 200 кг, Все для
перевозки на автотранспорте 162 кг Собирается за 2 часа . Разработан на МЧС Китая
Испытывался 4 раза Быстро-собираемый мост собран из упругопластических стальных
структурных ферм с большими перемещениями на предельное равновесие
и приспособляемость
247
Убедительная просьба поручить МЧС РФ разработку чертежей и внедрение в РФ для
чрезвычайных ситуациях и использовать для переправы через Днепр для оказания помощи
раненым морпехам Республики Крым и Севастополя Прилагаю аннотацию , ссылку см ниже
Отправить письмо
Большое спасибо!
Отправленное 15.01.2023 Вами письмо в электронной форме за номером ID=9774096 будет
доставлено и с момента поступления в Администрацию Президента Российской Федерации
зарегистрировано в течение трех дней.
Президенту Российской Федерации
:
Фамилия, имя, отчество: Мажиев Хасан Нажоевич
Организация: Организация "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ ОГРН 1022000000824 ИНН
2014000780
Адрес электронной почты: karta2202200640855233@gmail.com
Телефон: 8126947810
Тип: обращение
Текст
Заявление редакции газеты "Армия Защитников Отечества" о краже изобретений , изобретенных
в СССР 30 лет назад проф дтн ПГУПС Уздиным А М и внедренных №№ 1143895,
1168755, 1168755 в КНР в Китайской Народной Республике для критических ситуаций МЧС
Китаем сборно-разборный армейский пешеходный мост и мост для скорой помощи из
сверхлегких и сверхпрочных полимерных материалов, длиной 248
51 метр, грузоподъемностью 200
кг, Все для перевозки на автотранспорте 162 кг Собирается за 2 часа . Разработан на МЧС
Китая Испытывался 4 раза Быстро-собираемый мост собран из упругопластических стальных
структурных ферм с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость Убедительная просьба поручить МЧС РФ разработку чертежей и
внедрение в РФ для чрезвычайных ситуациях и использовать для переправы через Днепр для
оказания помощи раненым морпехам Республики Крым и Севастополя Прилагаю аннотацию ,
ссылку см ниже
Отправлено: 15 января 2023 года, 02:15
Ваше обращение в адрес Правительства Российской Федерации поступило на почтовый сервер и
будет рассмотрено отделом по работе с обращениями граждан. Номер Вашего
обращения 2057198. Закрыть
Президенту Российской Федерации
:
Фамилия, имя, отчество: Мажиев Хасан Нажоевич
Организация: Организация "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ ОГРН 1022000000824
ИНН 2014000780
Адрес электронной почты: karta2202200640855233@gmail.com
Телефон: 8126947810
Тип: обращение
249
Текст
Заявление редакции газеты "Армия Защитников Отечества" о краже
изобретений , изобретенных в СССР 30 лет назад проф дтн ПГУПС Уздиным
А М и внедренных №№ 1143895, 1168755, 1168755 в КНР в Китайской
Народной Республике для критических ситуаций МЧС Китаем сборноразборный армейский пешеходный мост и мост для скорой помощи из
сверхлегких и сверхпрочных полимерных материалов, длиной 51 метр,
грузоподъемностью 200 кг, Все для перевозки на автотранспорте 162 кг
Собирается за 2 часа . Разработан на МЧС Китая Испытывался 4 раза
Быстро-собираемый мост собран из упругопластических стальных структурных
ферм с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость Убедительная просьба поручить МЧС РФ разработку
чертежей и внедрение в РФ для чрезвычайных ситуациях и использовать для
переправы через Днепр для оказания помощи раненым морпехам Республики
Крым и Севастополя Прилагаю аннотацию , ссылку см ниже
Отправлено: 15 января 2023 года, 02:15
F 16 L 23/02 F 16 L 51/00
Антисейсмическое фланцевое соединение трубопроводов А.И.Коваленко
Реферат
Техническое решение относится к области строительства магистральных трубопроводов и предназнечено для
защиты шаровых кранов и трубопровода от возможных вибрационных , сейсмических и взрывных воздействий
250 обожженным клином позволяет
Конструкция фрикци -болт выполненный из латунной шпильки с забитмы медным
обеспечить надежный и быстрый погашение сейсмической нагрузки при землетрясении, вибрационных вождействий
от железнодорожного и автомобильно транспорта и взрыве .Конструкция фрикци -болт, состоит их латунной
шпильки , с забитым в пропиленный паз медного клина, которая жестко крепится на фланцевом фрикционноподвижном соединении (ФФПС) . Кроме того между энергопоглощаюим клином вставляютмс свинффцовые шайбы с
двух сторо, а латунная шпилька вставлдяетт фв ФФПС с медным ободдженным кгильзоц или втулкой ( на
чертеже не показана) 1-4 ил.
Описание изобретения Антисейсмическое фланцевое соединение трубопроводов
Патент Великобритании № 1260143, кл. F 2 G, фиг. 2, 1972.
Бергер И. А. и др. Расчет на прочность деталей машин. М., «Машиностроение», 1966, с. 491. (54) (57) 1.
Антисейсмическое фланцевое соединение трубопроводов
Предлагаемое техническое решение предназначено для защиты шаровых кранов и трубопроводов от сейсмических
воздействий за счет использования фрикционное- податливых соединений. Известны фрикционные соединения для
защиты объектов от динамических воздействий. Известно, например, болтовое фланцевое соединение , патент RU
№1425406, F16 L 23/02.
Соединение содержит металлические тарелки и прокладки. С увеличением нагрузки происходит взаимное
демпфирование колец -тарелок.
Взаимное смещение происходит до упора фланцевого фрикционно подвижного соедиения (ФФПС), при импульсных
растягивающих нагрузках при многокаскадном демпфировании, корые работают упруго.
Недостатками известного решения являются: ограничение демпфирования по направлению воздействия только по
горизонтали и вдоль овальных отверстий; а также неопределенности при расчетах из-за разброса по трению.
Известно также устройство для фрикционного демпфирования и антисейсмических воздействий, патент SU 1145204,
F 16 L 23/02 Антивибрационное фланцевое соединение трубопроводов
Устройство содержит базовое основание, нескольких сегментов -пружин и несколько внешних пластин. В сегментах
выполнены продольные пазы. Сжатие пружин создает демпфирование
Таким образом получаем фрикционно -подвижное соединение на пружинах, которые выдерживает сейсмические
нагрузки но, при возникновении динамических, импульсных растягивающих нагрузок, взрывных, сейсмических нагрузок,
превышающих расчетные силы трения в сопряжениях, смещается от своего начального положения, при этом
сохраняет трубопровод без разрушения.
Недостатками указанной конструкции являются: сложность конструкции и дороговизна, из-за наличия большого
количества сопрягаемых трущихся поверхностей и надежность болтовых креплений
с пружинами
251
Целью предлагаемого решения является упрощение конструкции, уменьшение количества сопрягаемых трущихся
поверхностей до одного или нескольких сопряжений в виде фрикци -болта , а также повышение точности расчета
при использования фрикци- болтовых демпфирующих податливых креплений для шаровых кранов и трубопровода.
Сущность предлагаемого решения заключается в том, что с помощью подвижного фрикци –болта с пропиленным
пазом, в который забит медный обожженный клин, с бронзовой втулкой (гильзой) и свинцовой шайбой ,
установленный с возможностью перемещения вдоль оси и с ограничением перемещения за счет деформации
трубопровода под действием запорного элемента в виде стопорного фрикци-болта с пропиленным пазом в стальной
шпильке и забитым в паз медным обожженным клином.
Фрикционно- подвижные соединения состоят из демпферов сухого трения с использованием латунной втулки или
свинцовых шайб) поглотителями сейсмической и взрывной энергии за счет сухого трения, которые обеспечивают
смещение опорных частей фрикционных соединений на расчетную величину при превышении горизонтальных
сейсмических нагрузок от сейсмических воздействий или величин, определяемых расчетом на основные сочетания
расчетных нагрузок, сама опора при этом начет раскачиваться за счет выхода обожженных медных клиньев, которые
предварительно забиты в пропиленный паз стальной шпильки.
Фрикци-болт, является энергопоглотителем пиковых ускорений (ЭПУ), с помощью которого, поглощается взрывная,
ветровая, сейсмическая, вибрационная энергия. Фрикци-болт снижает на 2-3 балла импульсные растягивающие
нагрузки при землетрясении и при взрывной, ударной воздушной волне. Фрикци –болт повышает надежность работы
оборудования, сохраняет каркас здания, моста, ЛЭП, магистрального трубопровода, за счет уменьшения пиковых
ускорений, за счет использования протяжных фрикционных соединений, работающих на растяжение на фрикциболтах, установленных в длинные овальные отверстия с контролируемым натяжением в протяжных соединениях
согласно ТКП 45-5.04-274-2012 (02250) п. 10.3.2 стр. 74 , Минск, 2013, СП 16.13330.2011,СНиП II-23-81* п. 14.3- 15.2.
Изобретение относится к машиностроению, а именно к соединениям трубчатых элементов
Цель изобретения расширение области использования соединения в сейсмоопасных районах .
На чертеже показано предлагаемое соединение, общий вид.
Соединение состоит из фланцев 1 и 2,латунного фрикци -болтов 3, гаек 4, кольцевого уплотнителя 5.
Фланцы выполнены с помощью латунной шпильки с пропиленным пазом куж забивается медный обожженный клин и
снабжен энергопоглощением .
252
Антисейсмический виброизоляторы выполнены в виде латунного фрикци -болта с пропиленныым пазом , кужа
забиваенься стопорный обожженный медный, установленных на стержнях фрикци- болтов Медный обожженный
клин может быть также установлен с двух сторон крана шарового
Болты снабжены амортизирующими шайбами из свинца: расположенными в отверстиях фланцев.
Однако устройство в равной степени работоспособно, если антисейсмическим или виброизолирующим является
медный обожженный клин .
Гашение многокаскадного демпфирования или вибраций, действующих в продольном направлении, осуществляется
смянанием с энергопоглощением забитого медного обожженного клина
Виброизоляция в поперечном направлении обеспечивается свинцовыми шайбами , расположенными между
цилиндрическими выступами . При этом промежуток между выступами, должен быть больше амплитуды колебаний
вибрирующего трубчатого элемента, Для обеспечения более надежной виброизоляции и сейсмозащиты шарового кран с
трубопроводом в поперечном направлении, можно установить медный втулки или гильзы ( на чертеже не показаны),
которые служат амортизирующие дополнительными упругими элементы
Упругими элементами , одновременно повышают герметичность соединения, может служить стальной трос ( на
чертеже не показан) .
Устройство работает следующим образом.
В пропиленный паз латунно шпильки, плотно забивается медный обожженный клин , который является
амортизирующим элементом при многокаскадном демпфировании .
Латунная шпилька с пропиленным пазом , располагается во фланцевом соединени , выполненные из латунной шпильки
с забиты с одинаковым усилием медный обожженный клин , например латунная шпилька , по названием фрикци-болт .
Одновременно с уплотнением соединения оно выполняет роль упругого элемента, воспринимающего вибрационные и
сейсмические нагрузки. Между выступами устанавливаются также дополнительные упругие свинцовые шайбы ,
повышающие надежность виброизоляции и герметичность соединения в условиях повышенных вибронагрузок и
сейсмонагрузки и давлений рабочей среды.
Затем монтируются подбиваются медный обожженные клинья с одинаковым усилием , после чего производится
стягивание соединения гайками с контролируемым натяжением .
В процессе стягивания фланцы сдвигаются и сжимают медный обожженный 253
клин на строго определенную величину,
обеспечивающую рабочее состояние медного обожженного клина . свинцовые шайбы применяются с одинаковой
жесткостью с двух сторон .
Материалы медного обожженного клина и медных обожженных втулок выбираются исходя из условия, чтобы их
жесткость соответствовала расчетной, обеспечивающей надежную сейсмомозащиту и виброизоляцию и
герметичность фланцевого соединения трубопровода и шаровых кранов.
Наличие дополнительных упругих свинцовых шайб ( на чертеже не показаны) повышает герметичность соединения и
надежность его работы в тяжелых условиях вибронагрузок при моногкаскадном демпфировании
Жесткость сейсмозащиты и виброизоляторов в виде латунного фрикци -болта определяется исходя из, частоты
вынужденных колебаний вибрирующего трубчатого элемента с учетом частоты собственных колебаний всего
соединения по следующей формуле:
Виброизоляция и сейсмоизоляция обеспечивается при условии, если коэффициент динамичности фрикци -болта будет
меньше единицы.
Формула
Антисейсмическое фланцевое соединение трубопроводов
Антисейсмическое ФЛАНЦЕВОЕ СОЕДИНЕНИЕ ТРУБОПРОВОДОВ, содержащее крепежные элементы,
подпружиненные и энергопоглощающие со стороны одного из фланцев, амортизирующие в виде латунного фрикци болта с пропиленным пазом и забитым медным обожженным клином с медной обожженной втулкой или гильзой ,
охватывающие крепежные элементы и установленные в отверстиях фланцев, и уплотнительный элемент, фрикци-болт
, отличающееся тем, что, с целью расширения области использования соединения, фланцы выполнены с помощью
энергопоглощающего фрикци -болта , с забитимы с одинаковм усилеи м медым обожженм коллином расположенными
во фоанцемом фрикционно-подвижном соедиении (ФФПС) , уплотнительными элемент выполнен в виде свинцовых
тонких шайб , установленного между цилиндрическими выступами фланцев, а крепежные элементы подпружинены
также на участке между фланцами, за счет протяжности соединения по линии нагрузки .
2. Соединение по и. 1, отличающееся тем, что между медным обожженным энергопоголощающим клином
установлены тонкие свинцовые или обожженные медные шайбы, а в латунную шпильку устанавливает медная
обожженная гильза или втулка .
Фиг 1
254
Фиг 2
Фиг 3
Фиг 4
Фиг 5
Фиг 6
255
Фиг 7
Фиг 8
Фиг 9
256
257
Более подробно о внедрении в сейсмоопасных районах демпфирующих опор ЛИСИ , для системы противопожарной защиты трубопроводов на Аляске,
изобретенных в СССР №№ 1143895 US , 1168755 US, 1174616 US дтн ЛИИЖТ А.М.Уздиным внедренных в Армении
Introduction to Pipe Supports Types of Pipe Supports Pipe Supports for Critical Piping Systems. This video explains the basics of pipe supports, pipe support types, functions,
requirements, and supporting guidelines.Pipe Support Types of Pipe Supports Primary and Secondary pipe Supports Piping Mantra https://ok.ru/video/3306247162582
https://www.youtube.com/watch?v=U4aUmrOeVbc
https://disk.yandex.ru/i/6fYbE0M9Z1_F8Q https://ok.ru/video/3306263022294 https://disk.yandex.ru/i/TttSRnFkHfIX9g Fire Sprinkler Installation - BCA- Singapore
https://ok.ru/video/3306312764118 https://disk.yandex.ru/i/PcwhOMxy4yD6cQ
Eaton-s TOLCO Seismic Bracing OSHPD Pre-approval(1)
https://ok.ru/video/editor/3306401696470
How to Install Cable Sway Bracing - 4-Way Brace https://ok.ru/video/3306431122134
SB 4 Seismic Bracing Value Proposition https://ok.ru/video/3306475031254
Seismic Cable Bracing Systems - Product Focus https://ok.ru/video/3306504981206
Understanding Pipe Supports Webinar https://ok.ru/video/3306548628182
https://www.youtube.com/watch?v=ygg1X5qI-0w
PIPING THERMAL EXPANSION PIPING FLEXIBILITY - ANCHOR LOCATION PIPING MANTRA WITH EXAMPLES https://ok.ru/video/editor/3306596797142
How to select spring hanger - for piping engineers https://ok.ru/video/3306645424854
piping support typeisometric pipe drawing support symbolspipe fitter training in hindi
https://ok.ru/video/3306633235158 Организация «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ ОГРН : 1022000000824 ИНН ; 2014000780 Президент организации Мажиев Х.Н
seismofond@list.ru produktsiisertifikatsiya@yahoo.com gazetazemlya1@gmail.com (911) 175-84-65, (996) 798-26-54, (921) 962-67-78
Более подробно об использовании изобретений проф дтн ЛИИЖТа А.М.Уздина за рубежом
https://ppt-online.org/1045088
https://ppt-online.org/1045089 https://ppt-online.org/1014767
https://ppt-online.org/1045091 https://ppt-online.org/1045092
https://ppt-online.org/1045090
258
https://ppt-online.org/1045087
см. зарубежный опыт использования демпфирующего компенсатора для трубопроводов :
https://www.manualslib.com/manual/794138/Man-BAndw-S80me-C7.html?page=131
https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems/fire-protection-solutions/tolco-seismic-update.html
http://itpny.net/products-seismic-attachments.html https www eaton.com/us/en-us/products/support-systems/fire-protectionsolutions/tolco-seismic-update.html
https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems/fire-protection-solutions.html
https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems/bl-transition.html
https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems.html
https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems/seismic-bracing/seismic-bracing-and-fire-protection-resources.html
http://itpny.net/products.html http://www.swillistonsales.com/manufacturers/eaton-b-line-series
http://itpny.net/products-seismic-attachments.html https://www.eaton.com/us/en-us/products/support-systems/seismic-bracing/fig-3000.html https://www.rilco.com/products/vibration-control-sway-braces
http itpny.net/products-seismic-attachments.html http www swillistonsales.com/manufacturers/eaton-b-line-series
Испытание на сейсмостойкость в ПК SCAD демпфирующего компенсатора для трубопроводов
https://piter.tv/video_clip/19686/
https://disk.yandex.ru/d/m-e--HxD_oNWqw
https://ppt-online.org/1044577
При испытаниях узлов и фрагментов компенсатора пролетного строения из упругопластических стальных ферм 6 , 9, 12, 18, 24 и 30 метров , однопутный,
автомобильный , ширина проезжей части 3 метра, грузоподъемностью 10 тонн , ускоренным способом, со встроенным бетонным настилом с пластическими
шарнирами ( компенсаторами ) , системой стальных ферм соединенных элементов на болтовых и соединений между диагональными натяжными элементами,
верхним и нижним поясом фермы из пластинчатых пролетной стальной фермы- балки с применением гнутосварных профилей прямоугольного сечения типа
"Молодечно" ( серия 1.460.3-14 ГПИ " Ленпроектстальконструкция" ) для системы несущих элементов и элементов проезжей части армейского сбрноразборного пролетного строения моста с упругопластическими коменсатора проф дтн ПГУПС А.М.Уздина с со сдвиговыми жесткостью с использованием
при испытаниях упругпластических ферм ПК SCAD и использовании при лабораторных испытаниях в СПб ГАСУ организацией "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ выполненный расчет
американскими организациями в программе 3D - модели конечных элементов компенсатора–гасителя напряжений для пластичных ферм американскими инженерами, при строительстве
переправы , длиной 260 футов ( 60м етров ) через реку Суон в штате Монтана в 2017 году и использвались Рекомендации : .
РЕКОМЕНДАЦИИ
по расчету, проектированию, изготовлению и монтажу фланцевых соединений стальных строительных конструкций
УТВЕРЖДАЮ:
Главный инженер ЦНИИПроектстальконструкции им.Мельникова В.В.Ларионов 14 сентября 1988 г.
259
Директор ВНИПИ Промстальконструкция В.Г.Сергеев 13 сентября 1988 г.
Настоящие рекомендации составлены в дополнение к главам СНиП II-23-81*, СНиП III-18-75 и СНиП 3.03.01-87. С изданием настоящих рекомендаций
отменяется "Руководство по проектированию, изготовлению и сборке монтажных фланцевых соединений стропильных ферм с поясами из широкополочных
двутавров" (ЦНИИПроектстальконструкция, 1982).
_______________
На территории Российской Федерации действует ГОСТ 23118-99. - Примечание изготовителя базы данных.
Фланцевые соединения стальных строительных конструкций - наиболее эффективный вид болтовых монтажных соединений, их применение в конструкциях
одно- и многоэтажных зданий и сооружений позволяет существенно повысить производительность труда и сократить сроки монтажа конструкций.
В рекомендациях изложены требования к качеству материала фланцев и высокопрочных болтов, основные положения по конструированию и расчету
фланцевых соединений, особенности технологии изготовления и монтажа конструкций с фланцевыми соединениями.
При составлении рекомендаций использованы результаты экспериментально-теоретических исследований, выполненных во ВНИПИ Промстальконструкция,
ЦНИИПроектстальконструкции им. Мельникова, а также другие отечественные и зарубежные материалы по исследованиям фланцевых соединений.
Рекомендации разработаны ВНИПИ Промстальконструкция (кандидаты техн. наук В.В.Каленов, В.Б.Глауберман, инж. В.Д.Мартынчук, А.Г.Соскин;
ЦНИИПроектстальконструкцией им. Мельникова (канд. техн. наук И.В.Левитанский, доктор техн. наук И.Д.Грудев, канд. техн. наук Л.И.Гладштейн, инж.
О.И.Ганиза) и ВНИКТИСтальконструкцией (инж. Г.В.Тесленко).
1. ОБЩИЕ УКАЗАНИЯ
1.1. Настоящие рекомендации разработаны в развитие глав СНиП II-23-81*, СНиП III-18-75 в части изготовления и СНиП 3.03.01-87 в части монтажа
конструкций, а также в дополнение к ОСТ 36-72-82 "Конструкции строительные стальные. Монтажные соединения на высокопрочных болтах. Типовой
технологический процесс".
Рекомендации следует соблюдать при проектировании, изготовлении и монтажной сборке фланцевых соединений (ФС) несущих стальных строительных
конструкций производственных зданий и сооружений, возводимых в районах с расчетной температурой минус 40 °С и выше.
Рекомендации не распространяются на ФС стальных строительных конструкций:
эксплуатируемых в сильноагрессивной среде;
воспринимающих знакопеременные нагрузки, а также многократно действующие подвижные, вибрационные или другого вида нагрузки с
количеством циклов 10 и более при коэффициенте асимметрии напряжений в соединяемых элементах 260
.
1.2. ФС элементов стальных конструкций, подверженных растяжению, изгибу или их совместному действию, следует выполнять только с предварительно
напряженными высокопрочными болтами. Такие соединения могут воспринимать местные поперечные усилия за счет сопротивления сил трения между
контактирующими поверхностями фланцев от предварительного натяжения болтов и наличия "рычажных усилий".
1.3. ФС элементов стальных конструкций, подверженных сжатию или совместному действию сжатия с изгибом при однозначной эпюре сжимающих
напряжений в соединяемых элементах (в дальнейшем ФС сжатых элементов), следует выполнять на высокопрочных болтах без предварительного их натяжения,
затяжкой болтов стандартным ручным ключом. Такие соединения могут воспринимать сдвигающие усилия за счет сопротивления сил трения между
контактирующими поверхностями фланцев, возникающих от действия усилий сжатия соединяемых элементов.
1.4. В рекомендациях приведены сортаменты ФС растянутых элементов открытого профиля - широкополочные двутавры и тавры, парные уголки,
замкнутого профиля - круглые трубы, изгибаемых элементов из широкополочных двутавров, которые следует, как правило, применять при проектировании,
изготовлении и монтаже стальных строительных конструкций.
1.5. ФС следует изготавливать в заводских условиях, обеспечивающих требуемое качество, в соответствии с требованиями, изложенными в разделе 6
настоящих рекомендаций, а также с учетом положительного опыта освоенной технологии изготовления ФС Белгородским, Кулебакским, Череповецким заводами
металлоконструкций Минмонтажспецстроя СССР и Восточно-Сибирским заводом металлоконструкций (г.Назарово) Минэнерго СССР.
1.6. Материалы рекомендаций составлены на основе экспериментально-теоретических исследований, выполненных в 1981-1987 гг. во ВНИПИ
Промстальконструкция, ЦНИИПроектстальконструкции им. Мельникова и ВНИИКТИСтальконструкции. В рекомендациях отражен опыт внедрения ФС,
выполненных в соответствии с "Руководством по проектированию, изготовлению и сборке монтажных фланцевых соединений стропильных ферм с поясами из
широкополочных двутавров" (ЦНИИПроектстальконструкция, 1982).
2. МАТЕРИАЛЫ
2.1. Металлопрокат для элементов конструкций с ФС следует применять в соответствии с требованиями главы СНиП II-23-81*, постановления
Государственного строительного комитета СССР от 21 ноября 1986 г. N 28 о сокращенном сортаменте металлопроката в строительных стальных конструкциях и
приказа Министерства монтажных и специальных строительных работ СССР от 28 января 1987 г. N 34 "О мерах, связанных с утверждением сокращенного
сортамента металлопроката для применения в строительных стальных конструкциях".
Основные профили для элементов конструкций с ФС: сталь уголковая равнополочная по ГОСТ 8509-72, балки двутавровые по ГОСТ 8239-72* , балки с
параллельными гранями полок по ГОСТ 26020-83, швеллер горячекатаный по ГОСТ 8240-72* , сталь листовая по ГОСТ 19903-74*, профили гнутые замкнутые
сварные, квадратные и прямоугольные по ТУ 36-2287-80, электросварные прямошовные трубы по ГОСТ 10704-76 и горячедеформированные трубы по ГОСТ
8732-78* (для сооружений объектов связи).
______________
На территории Российской Федерации действуют ГОСТ 8239-89, ГОСТ 8240-97 и ГОСТ 10704-91, соответственно. - Примечание изготовителя базы
данных.
2.2. Для фланцев элементов стальных конструкций, подверженных растяжению, изгибу или их совместному действию, следует применять листовую сталь
по ГОСТ 19903-74* марок 09Г2С-15 по ГОСТ 19282-73
и 14Г2АФ-15 по ТУ 14-105-465-82 с гарантированными механическими свойствами в направлении
толщины проката.
______________
261
Редакция пункта 2.2 с учетом дополнений и изменений.
На территории Российской Федерации действует ГОСТ 19281-89., здесь и далее по тексту. - Примечание изготовителя базы данных.
2.3. Фланцы могут быть выполнены из других марок низколегированных сталей, предназначенных для строительных стальных конструкций по ГОСТ
19282-73, при этом сталь должна удовлетворять следующим требованиям:
______________
Редакция пункта 2.3 с учетом дополнений и изменений.
категория качества стали - 12;
относительное сужение стали в направлении толщины проката
%, минимальное для одного из трех образцов
%.
Проверку механических свойств стали в направлении толщины проката осуществляет завод строительных стальных конструкций по методике, изложенной в
приложении 8.
2.4. Фланцы сжатых элементов стальных конструкций следует изготавливать из листовой стали по ГОСТ 19903-74*.
2.5. Качество стали для фланцев (внутренние расслои, грубые шлаковые включения и т.п.) должно удовлетворять требованиям, указанным в табл.1.
______________
Редакция пункта 2.5 с учетом дополнений и изменений.
Таблица 1
Зона дефектоскопии
Характеристика дефектов
Площадь дефекта, см
минимального
учитываемого
Допустимая
частота
дефекта
Максимальная
допустимая
длина дефекта
Минимальное
допустимое
расстояние между
дефектами
максимального
допустимого
см
Площадь листов фланцев
0,5
1,0
10 м
4
10
Прикромочная зона
0,5
1,0
3м
4
10
262
Примечания: 1. Дефекты, расстояния между краями которых меньше протяженности минимального из них, оцениваются как один дефект.
2. По усмотрению завода строительных стальных конструкций разрешается дефектоскопический контроль материала фланцев производить только после
приварки их к элементам конструкций.
Контроль качества стали методами ультразвуковой дефектоскопии осуществляет завод строительных стальных конструкций.
2.6. Для ФС следует применять высокопрочные болты М20, М24 и М27 из стали 40Х "Селект" климатического исполнения ХЛ с временным сопротивлением
не менее 1100 МПа (110 кгс/мм ), а также высокопрочные гайки и шайбы к ним по ГОСТ 22353-77* - ГОСТ 22356-77**.
________________
* На территории Российской Федерации действует ГОСТ Р 52644-2006, здесь и далее по тексту;
** На территории Российской Федерации действует ГОСТ Р 52643-2006, здесь и далее по тексту. - Примечание изготовителя базы данных.
Допускается применение высокопрочных болтов, гаек и шайб к ним из стали других марок. Геометрические и механические характеристики таких болтов
должны отвечать требованиям ГОСТ 22353-77, ГОСТ 22356-77 - для болтов исполнения ХЛ; гаек и шайб - ГОСТ 22354-77* - ГОСТ 22356-77. Применение таких
болтов в ФС каждого конкретного объекта должно быть согласовано с проектной организацией-автором.
________________
* На территории Российской Федерации действует ГОСТ Р 52645-2006. - Примечание изготовителя базы данных.
2.7. Для механизированной сварки ФС следует применять сплошную сварочную проволоку по ГОСТ 2246-70 или порошковую проволоку ПП-АН8 по ТУ 144-1059-80.
2.8. Фасонки, ужесточающие фланцы (ребра жесткости), следует выполнять из стали тех же марок, что и основные соединяемые профили.
3. РАСЧЕТНЫЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ И УСИЛИЯ
3.1. Расчетные сопротивления стали соединяемых элементов, фланцев, сварных швов и коэффициенты условий работы следует принимать в соответствии с
указаниями главы СНиП II-23-81*.
3.2. Расчетное усилие растяжения
болтов ФС следует принимать равным:
,
где
- расчетное сопротивление растяжению высокопрочных болтов;
- нормативное сопротивление стали болтов;
- площадь сечения болта нетто.
263
3.3. Расчетное усилие предварительного натяжения
болтов ФС следует принимать равным:
.
4. КОНСТРУИРОВАНИЕ ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ
4.1. ФС в зависимости от характера внешних воздействий могут состоять из участков, подверженных воздействию растяжения или сжатия. Растянутые
участки фланцев передают внешние усилия через предварительно натянутые пакеты "фланец-болт", сжатые - через плотное касание фланцев.
4.2. Сварные швы фланца с присоединяемым профилем следует выполнять угловыми без разделки кромок.
В обоснованных случаях может быть допущена сварка с разделкой кромок.
4.3. Для ФС элементов стальных конструкций следует применять высокопрочные болты диаметром 24 мм (М24); использование болтов М20 и М27 следует
допускать в тех случаях, когда постановка болтов М24 невозможна или нерациональна.
4.4. При конструировании ФС, как правило, следует применять следующие сочетания диаметра болтов и толщин фланцев:
Диаметр болта
Толщина фланца, мм
М20
20
М24
25
М27
30
Толщина фланцев проверяется расчетом в соответствии с указаниями раздела 5.
4.5. Болты растянутых участков фланцев разделяют на болты внутренних зон, ограниченных стенками (полками профиля, ребрами жесткости) с двух и более
сторон, и болты наружных зон, ограниченных с одной стороны (рис.1); характер работы и расчет ФС в этих зонах различны.
264
Рис.1. Схемы фланцевых соединений растянутых элементов открытого профиля:
а - ФС элементов из широкополочных тавров; б - ФС элементов из парных уголков
4.6. Болты растянутых участков фланцев следует располагать по возможности равномерно по контуру и как можно ближе к элементам присоединяемого
профиля, при этом (см. рис.1):
,
,
,
где - наружный диаметр шайбы;
- номинальный диаметр резьбы болта;
265
- ширина фланца, приходящаяся на
-ый болт наружной зоны;
- катет углового шва.
Если по конструктивным особенностям ФС
, то в расчетах на прочность ФС (раздел 5) величину
принимают равной
.
4.7. При конструировании ФС элементов, подверженных воздействию центрального растяжения, болты следует располагать безмоментно относительно
центра тяжести присоединяемого профиля с учетом неравномерности распределения внешних усилий между болтами наружной и внутренней зон (раздел 5,
табл.2).
Если такое расположение болтов невозможно, то несущую способность ФС определяют с учетом действия местного изгибающего момента.
4.8. Конструктивная схема соединяемых элементов (полуфермы, рамные конструкции и др.) должна обеспечивать возможность свободной установки и
натяжения болтов, в том числе выполнения контроля усилий натяжения болтов согласно п.7.13.
4.9. Если несущая способность сварных швов присоединения профиля к фланцу недостаточна для передачи внешних силовых воздействий или необходимо
повысить несущую способность растянутых участков ФС без увеличения числа болтов или толщины фланцев, последние следует усиливать ребрами жесткости
(рис.1 и 2).
Рис.2. Схемы фланцевых соединений растянутых элементов замкнутого профиля:
а - ФС элементов из круглых труб; б - ФС элементов из гнутосварных профилей
Толщина ребер жесткости не должна превышать 1,2 толщины элементов основного профиля, длина должна быть не менее 200 мм. Ребра жесткости следует
располагать так, чтобы концентрация напряжений в сечении основных профилей была минимальной.
266
Ребра жесткости могут быть использованы для крепления связей, путей подвесного транспорта и т.п.
4.10. В поясах ферм, где к узлу ФС примыкают раскосы решетки фермы, несущая способность ФС должна удовлетворять суммарному усилию в узле, а не
усилию в смежной панели пояса.
4.11. Для обеспечения требуемой жесткости ФС, подверженных изгибу (рамные ФС), следует строго соблюдать требования точности изготовления и
монтажа ФС, изложенные в разделах 6 и 7 настоящих рекомендаций.
При выполнении таких соединений следует, как правило, предусматривать следующие меры:
на растянутых участках ФС применять фланцы увеличенной толщины;
на сжатых участках устанавливать дополнительное количество болтов с предварительным их натяжением в соответствии с указаниями п.1.2.
Если такие или подобные им меры по обеспечению требуемой жесткости ФС не предусмотрены, расчетные рамные моменты следует снижать до 15%.
4.12. ФС элементов двутаврового сечения, подверженных воздействию центрального растяжения, следует выполнять, кроме случаев, отмеченных в п.4.9, без
ребер жесткости. Рекомендуемый сортамент ФС этого типа (приложение 1) с фланцами толщиной 25-40 мм включает в себя профили от 20Ш1 до 30Ш2 и от 20К1
до 30К2, расчетные продольные усилия 1593-3554 кН (163-363 тс).
С целью унификации при расчете каждого ФС использованы максимальные расчетные сопротивления стали данного типоразмера профиля.
4.13. ФС элементов парного уголкового сечения, подверженных воздействию центрального растяжения, следует выполнять с фасонками для обеспечения
необходимой несущей способности сварных швов. Рекомендуемый сортамент ФС этого типа (приложение 2) с фланцами толщиной 20-40 мм включает профили
от 100х7 до 180х12, расчетные продольные усилия 957-2613 кН (98-266 тс).
При расчете каждого ФС использованы максимальные расчетные сопротивления стали данного типоразмера профиля.
Для ФС элементов из парных уголков 180х11 и 180х12 применены высокопрочные болты М27.
4.14. ФС элементов таврового сечения, подверженных воздействию центрального растяжения, следует выполнять, кроме случаев, отмеченных в п.4.9, без
ребер жесткости. Рекомендуемый сортамент ФС этого типа (приложение 3, табл.1 и 2) включает в себя профили от 10Шт1 до 20Шт3, расчетные продольные
усилия 800-2681 кН (81-273 тс).
При расчете каждого ФС использованы максимальные расчетные сопротивления стали тавров данных типоразмеров.
Для ФС элементов из тавра 20Шт применены высокопрочные болты М27.
4.15. ФС элементов из круглых труб, подверженных воздействию центрального растяжения, следует выполнять, как правило, со сплошными фланцами и
ребрами жесткости в количестве не менее 3 шт. Ширина ребер определяется разностью радиусов фланцев и труб, длина - не менее 1,5 диаметра трубы (см. рис.2).
Рекомендуемый сортамент ФС этого типа (приложение 4) включает в себя электросварные прямошовные и горячедеформированные трубы размерами от
267
114х2,5 до 377х10, расчетные продольные усилия 630-3532 кН (64-360 тс).
Материал труб - малоуглеродистая и низколегированная сталь с расчетными сопротивлениями
МПа, болты высокопрочные М20,
М24 и М27.
Для ФС элементов из круглых труб, выполненных из малоуглеродистой стали, допустимо применение сплошных фланцев без ребер жесткости при условии
выполнения сварных швов равнопрочными этим элементам и экспериментальной проверки натурных ФС данного типа.
4.16. ФС элементов из гнутосварных профилей прямоугольного или квадратного сечений, подверженных воздействию центрального растяжения, следует
выполнять со сплошными фланцами и ребрами жесткости, расположенными, как правило, вдоль углов профиля (см. рис.2). Ширина ребер определяется
размерами фланца и профиля, длина - не менее 1,5 высоты меньшей стороны профиля.
Если между ребрами жесткости будет размещено более двух болтов или ребра жесткости будут установлены не только вдоль углов профиля, то ФС
элементов из гнутосварных профилей данного типа могут быть применены только после экспериментальной проверки натурных соединений данного типа.
4.17. ФС элементов из прокатных широкополочных или сварных двутавров, подверженных воздействию изгиба, следует выполнять, как правило, со
сплошными фланцами с постановкой ребра жесткости на растянутом поясе в плоскости стенки двутавра. При необходимости увеличения количества болтов и
ширины фланцев соответствующее уширение поясов двутавров следует осуществлять за счет приварки дополнительных фасонок (рис.3, а).
268
Рис.3. Схемы фланцевых соединений изгибаемых элементов из прокатных или сварных двутавров
Рекомендуемый сортамент ФС этого типа (приложение 5) включает в себя профили от 26Б1 до 100Б2 и от 23Ш1 до 70Ш2 с несущей способностью 127-2538
кН·м (13-259 тс·м). Несущая способность ФС на изгиб для данного типа соединения и данного типоразмера двутавра определена из условия прочности фланца,
болтов и сварных швов соединения, воспринимающих данный изгибающий момент.
Для этого типа соединений предусмотрено применение высокопрочных болтов М24 и М27.
4.18. ФС элементов из прокатных широкополочных или сварных двутавров, подверженных воздействию изгиба, возможно выполнять со сплошными
фланцами, высота которых не превышает высоты двутавра (см. рис.3, б). Такие соединения следует применять, если расчетный момент в рамных соединениях
ниже несущей способности двутавров на изгиб.
При необходимости уменьшения количества болтов или увеличения жесткости растянутых участков ФС допустимо применять составные фланцы,
увеличивая их толщину на растянутом участке до 36-40 мм (см. рис.3, в).
Если изгибающий момент в рамных соединениях превышает несущую способность двутавра на изгиб, следует предусматривать устройство вутов (см. рис.3,
г).
ФС указанных типов следует проектировать в соответствии с указаниями настоящих рекомендаций.
4.19. Для ФС элементов, подверженных воздействию сжатия, когда непредусмотренные проектом (КМ) эксцентриситеты передачи продольных усилий
недопустимы, необходимо строго выполнять требования по точности изготовления и монтажа ФС, изложенные в разделах 6 и 7 настоящих рекомендаций. В таких
соединениях следует предусматривать также установку болтов с суммарным предварительным натяжением, равным расчетному усилию сжатия в соединяемых
элементах.
4.20. ФС элементов, подверженных центральному растяжению, следует, как правило, применять для передачи усилий (кН), не превышающих для элементов
из:
парных уголков - 3000;
одиночных уголков - 1900;
широкополочных двутавров и круглых труб - 3500;
широкополочных тавров и прямоугольных труб - 2500.
ФС сварных или прокатных двутавров, подверженных изгибу или совместному действию изгиба и растяжения, следует, как правило, применять, если
суммарное растягивающее усилие, воспринимаемое ФС от растянутой зоны присоединяемого элемента, не превышает 3000 кН.
5. РАСЧЕТ ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ269
5.1. ФС элементов стальных конструкций следует проверять расчетами на:
прочность болтов;
прочность фланцев на изгиб;
прочность соединений на сдвиг;
прочность сварных швов соединения фланца с элементом конструкции.
5.2. Методы расчета следует применять только для ФС, конструктивная форма которых отвечает требованиям раздела 4.
5.3. Предельное состояние ФС определяют следующие yсловия:
усилие в наиболее нагруженном болте, определенное с учетом совместной работы болтов соединения, не должно превышать расчетного усилия растяжения
болта;
изгибные напряжения во фланце не должны превышать расчетных сопротивлений стали фланца по пределу текучести.
5.4. Расчет прочности ФС элементов открытого профиля, подверженных центральному растяжению.
Количество болтов внутренней зоны
условия:
определяет конструктивная форма соединения. Количество болтов наружной зоны предварительно назначают из
,
где
- внешняя нагрузка на соединение;
- предельное внешнее усилие на один болт внутренней зоны, равное 0,9
- предельное внешнее усилие на один болт наружной зоны, равное
;
;
- коэффициент, учитывающий неравномерное распределение внешней нагрузки между болтами внутренней и наружной зон, определяемый по табл.2.
Таблица 2
270
Диаметр болта
Толщина фланца, мм
Соотношение внешних усилий на один болт внутренней и
наружной зон
(1)
М20
М24
М27
16
2,5
20
1,7
25
1,4
30
1,2
20
2,6
25
1,8
30
1,5
40
1,1
25
2,1
30
1,7
40
1,2
Прочность фланца и болтов, относящихся к внутренней зоне, следует считать обеспеченной, если: болты расположены в соответствии с
указаниями п.4.6, толщина фланца составляет 20 мм и выше, а усилие на болт от действия внешней нагрузки не превышает величины
.
5.5. При расчете на прочность болтов и фланца, относящихся к наружной зоне, выделяют отдельные участки фланцев, которые
рассматривают как Т-образные (см. рис.1) шириной
.
Прочность ФС следует считать обеспеченной, если
271
где
- расчетное усилие растяжения, воспринимаемое ФС, определяемое по формулам
,
(2)
если
если
где
,
(3)
,
(4)
,
(5)
;
;
,
,
- расчетное усилие на болт, определяемое из условия прочности соединения по болтам;
- расчетное усилие на болт, определяемое из условия прочности фланца на изгиб.
где
- коэффициент, зависящий от безразмерного параметра жесткости болта
, определяемый по табл.3 или по формуле:
;
(6)
;
(7)
,
где
,
(8)
,
- параметр, определяемый по табл.4 или из уравнения
,
272
где - толщина фланца;
(9)
- ширина фланца, приходящаяся на один болт наружной зоны
- расстояние от оси болта до края сварного шва
-го Т-образного участка фланца;
-го Т-образного участка фланца.
Таблица 3
0,02
0,04
0,06 0,08
0,1
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
4,0
5,0
6,0
8,0
10
15
0,907 0,836 0,79 0,767 0,744 0,67 0,602 0,561 0,53 0,509 0,467 0,438 0,41 0,396 0,367 0,34 0,325 0,296 0,27 0,232
6
3
2
5
4
3
Таблица 4
Параметр
при
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
2,7
3,0
4,0
5,0
0,02
3,252
2,593
2,221
1,986
1,826
1,710
1,586
1,499
1,333
1,250
0,06
2,960
2,481
2,171
1,962
1,812
1,702
1,582
1,497
1,333
1,250
0,1
2,782
2,398
2,130
1,939
1,799
1,694
1,578
1,494
1,332
1,249
0,5
2,186
2,036
1,908
1,776
1,711
1,636
1,545
1,475
1,327
1,248
1,0
1,949
1,860
1,780
1,707
1,643
1,586
1,514
1,454
1,321
1,246
2,0
1,757
1,704
1,653
1,607
1,564
1,524
1,470
1,424
1,312
1,242
3,0
1,660
1,621
1,584
1,548
1,515
1,483
1,440
1,402
1,303
1,238
4,0
1,599
1,568
1,537
1,508
1,480
1,454
1,417
1,384
1,296
1,235
273
5,0
1,555
1,529
1,503
1,478
1,454
1,431
1,399
1,370
1,289
1,232
6,0
1,522
1,498
1,476
1,454
1,433
1,413
1,384
1,357
1,283
1,230
8,0
1,473
1,454
1,436
1,418
1,401
1,384
1,360
1,337
1,273
1,224
10
1,438
1,422
1,406
1,391
1,377
1,362
1,341
1,322
1,264
1,219
15
1,381
1,369
1,358
1,346
1,335
1,324
1,308
1,293
1,247
1,210
Примеры расчета и проектирования соединений элементов, подверженных растяжению, приведены в приложении 6.
5.6. Расчет ФС элементов открытого профиля, подверженных изгибу и совместному действию изгиба и растяжения.
Максимальные и минимальные значения нормальных напряжений в присоединяемом профиле
определяют в плоскости его соединения с фланцем по формуле*:
где
и
от действия изгиба и продольных сил
,
(10)
,
(11)
- изгибающий момент и продольное усилие, воспринимаемые ФС;
- момент сопротивления сечения присоединяемого профиля;
- площадь поперечного сечения присоединяемого профиля.
_______________
* При расчете
с целью упрощения наличием ребер, ужесточающих фланец, можно пренебречь.
Усилия в поясах присоединяемого профиля
где
- площадь поперечного сечения пояса
определяют по формуле
или
(рис.4);
- площадь поперечного сечения участка стенки в зоне болтов растянутого пояса;
274
;
;
- толщина стенки, полок и высота присоединяемого профиля; остальные обозначения приведены на рис.4.
275
276
Рис.4. Схема к расчету фланцевых соединений изгибаемых элементов из двутавров
Усилия в растянутой части стенки присоединяемого профиля определяют по формуле
при
при
где
,
,
,
;
(12)
,
.
Прочность ФС считается обеспеченной, если:
при
,
(13)
;
при
,
(14)
,
где
- расчетное усилие, воспринимаемое болтами растянутого пояса
при наличии ребра жесткости (см. рис.4)
, равное:
277
;
(15)
при симметричном расположении болтов относительно пояса
;
(16)
;
(17)
при отсутствии ребра жесткости
при отсутствии болтов ряда
;
(18)
- расчетное усилие, воспринимаемое болтами растянутой части стенки, равное:
;
- расчетное усилие, воспринимаемое болтами растянутого пояса
(19)
, равное:
при наличии ребра жесткости
;
(20)
;
(21)
при отсутствии ребра жесткости
при отсутствии болтов ряда
278
- расчетное усилие на болт наружной зоны
;
(22)
-го Т-образного участка фланца растянутого пояса или стенки, определяемое по формулам (2)-(9) в
соответствии с указаниями п.5.5;
- число болтов наружной зоны растянутого пояса
- число болтов наружной зоны растянутого пояса
;
;
- число рядов болтов растянутой части стенки;
;
;
;
;
;
- коэффициент, равный 0,8 для
400 мм, 0,9 для
мм, в остальных случаях 1,0.
Пример расчета фланцевого соединения изгибаемых элементов приведен в приложении 7.
5.7. Расчет прочности ФС элементов замкнутого профиля, подверженных центральному растяжению.
Прочность соединения, конструктивная форма которого отвечает требованиям раздела 4, следует считать обеспеченной, если
,
где
мм,
(23)
- количество болтов в соединении;
- коэффициент, значение которого следует принимать по табл.5.
Таблица 5
Диаметр болта, мм
Толщина фланца, мм
М20
0,85
М24
0,8
0,85
279
М27
0,8
0,85
5.8. Прочность ФС растянутых элементов открытого и замкнутого профилей на действие местной поперечной силы
формуле
следует проверять по
,
где
(24)
- количество болтов наружной зоны для ФС элементов открытого профиля и количество болтов для ФС элементов замкнутого профиля;
- контактные усилия, принимаемые равными 0,1
для ФС элементов замкнутого профиля, а для элементов открытого профиля определяемые по
формуле
;
(25)
- расчетное усилие на болт, определяемое по формуле (5) в соответствии с указаниями п.5.5;
- коэффициент трения соединяемых поверхностей фланцев, принимаемый в соответствии с указаниями п.11.13* главы СНиП II-23-81*.
При отсутствии местной поперечной силы в расчет вводится условное значение
.
5.9. Прочность ФС сжатых элементов открытого и замкнутого профилей, а также ФС изгибаемых элементов открытого профиля на действие
сдвигающих сил
следует проверять по формуле
,
где
- усилие сжатия в ФС от действия внешней нагрузки, для ФС изгибаемых элементов определяемое по формуле
280
где
(26)
- усилие растяжения или сжатия в присоединяемом элементе от действия внешней нагрузки.
,
(27)
5.10. Расчет прочности сварных швов соединения фланца с элементом конструкции следует выполнять в соответствии с требованиями главы СНиП II-23-81*
с учетом глубины проплавления корня шва на 2 мм по трем сечениям (рис.5):
Рис.5. Схемы расчетных сечений сварного соединения (сварка механизированная):
1 - сечение по металлу шва; 2 - сечение по металлу границы сплавления с профилем; 3 - сечение по металлу границы сплавления с фланцем
по металлу шва (сечение 1)
;
(28)
по металлу границы сплавления с профилем (сечение 2)
;
(29)
по металлу границы сплавления с фланцем в направлении толщины проката (сечение 3)
,
где
- расчетная длина шва, принимаемая меньше его полной длины на 10 мм;
- коэффициенты:
=0,7;
принимается по табл.34* главы СНиП II-23-81*;
- коэффициенты условий работы шва;
281
(30)
- коэффициент условий работы сварного соединения,
=1,0;
- расчетные сопротивления угловых швов срезу (условному) по металлу шва и металлу границы сплавления с профилем соответственно,
принимаются по табл.3 главы СНиП II-23-81*;
- расчетное сопротивление растяжению стали в направлении толщины фланца, принимается по табл.1* главы СНиП II-23-81*.
6. ИЗГОТОВЛЕНИЕ ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ
Материал и обработка деталей ФС
6.1. Качество проката, применяемого для изготовления фланцев в соответствии с требованиями п.2.2, должно быть гарантировано сертификатом завода поставщика проката.
Завод строительных стальных конструкций (в дальнейшем завод-изготовитель) обязан маркировать каждый фланец с указанием марки стали, номера
сертификата завода - поставщика проката, номера плавки, номера приемного акта завода - изготовителя конструкций.
Маркировку следует выполнять металлическими клеймами на поверхности фланца в месте, доступном для осмотра после монтажа конструкций. Глубина
клеймения не должна превышать 0,5 мм. Место для клейма должно быть указано в чертежах КМ.
6.2. При входном контроле проката, применяемого для изготовления фланцев, следует проверить соответствие данных сертификата требованиям,
предъявляемым к качеству этого проката. При отсутствии сертификата завод-изготовитель должен проводить испытания проката с целью определения требуемых
механических свойств и химического состава, определяющих качество проката. При этом проверку механических свойств стали в направлении толщины проката
следует проводить по методике, приведенной в приложении 8. Контроль качества стали фланцев методами ультразвуковой дефектоскопии следует выполнять в
соответствии с указаниями п.2.4.
6.3. Заготовку фланцев следует выполнять машинной термической резкой.
6.4. Заготовку элементов, присоединяемых к фланцам, следует выполнять машинной термической резкой или механическим способом (пилы, отрезные
станки). При применении ручной термической резки торцы элементов должны быть затем обработаны механическим способом (например, фрезеровкой).
6.5. Отклонения размеров фланцев, отверстий под болты и элементов, соединяемых с фланцем, должны удовлетворять требованиям, изложенным в табл.6.
282
Контролируемый параметр
Предельное отклонение
Таблица 6
1. Отклонения торца присоединяемого к
фланцу элемента
0,002
, где
- высота и ширина сечения элемента. Максимальный зазор между
фланцем и торцом присоединяемого элемента не должен превышать 2 мм
2. Шероховатость торцевой поверхности
элемента, присоединяемой к фланцу
320, допускаются отдельные "выхваты" глубиной не более 1 мм в количестве 1
шт. на длине 100 мм
3. Отклонение габаритных размеров фланца
±2,0 мм
4. Разность диагоналей фланца
±3,0 мм
5. Отклонение центров отверстий в пределах
группы
±1,5 мм
6. Отклонение диаметра отверстия
+0,5 мм
6.6. Отверстия во фланцах следует выполнять сверлением. Заусенцы после сверления должны быть удалены.
Сборка и сварка ФС
6.7. Сборку элементов конструкций с фланцевыми соединениями следует производить только в кондукторах.
6.8. В кондукторе фланец следует фиксировать и крепить к базовой поверхности не менее чем двумя пробками и двумя сборочными болтами.
6.9. Базовые поверхности кондукторов должны быть фрезерованы. Отклонение тангенса угла их наклона не должно превышать 0,0007 в каждой из двух
плоскостей.
6.10. ФС следует сваривать только после проверки правильности их сборки. Сварные швы следует выполнять механизированным способом с применением
материалов, указанных в п.2.7, и проплавлением корня шва не менее 2 мм.
6.11. Технология сварки должна обеспечивать минимальные сварочные деформации фланцев.
6.12. После выполнения сварных швов ФС сварщик должен поставить свое клеймо, место расположения которого должно быть указано в чертежах КМ.
6.13. После выполнения сварки внешние поверхности фланцев должны быть отфрезерованы. Толщина фланцев после фрезеровки должна быть не менее
указанной в чертежах КМД.
283
Запрещается осуществлять наклон соединяемых элементов за счет изменения толщины фланца (клиновидности).
6.14. Точность изготовления отправочных элементов конструкций с ФС должна соответствовать требованиям, изложенным в табл.7.
Таблица 7
Контролируемый параметр
1. Тангенс угла отклонения фрезерованной поверхности фланцев
2. Зазор между внешней плоскостью фланца и ребром стальной
линейки
Предельное отклонение
Не более 0,0007
0,3 мм
3. Отклонение толщины фланца (при механической обработке
торцевых поверхностей)
±0,02
4. Смещение фланца от проектного положения относительно осей
сечения присоединяемого элемента
±1,5 мм
5. Отклонение длины элемента с ФС
6. Совпадение отверстий в соединяемых фланцах при контрольной
сборке
0; -5,0 мм
Калибр диаметром, равным номинальному диаметру болта,
должен пройти в 100% отверстий
Грунтование и окраска
6.15. При отсутствии специальных указаний в чертежах КМ фланцы должны быть огрунтованы и окрашены теми же материалами и способами, что и
конструкция в целом.
Контроль качества ФС
6.16. Контрольную сборку элементов конструкций с ФС следует проводить в объеме не менее 10% общего количества, но не менее 4 шт. взаимно
соединяемых элементов.
Обязательной контрольной сборке подлежат первые и последние номера элементов в соответствии с порядковым номером изготовления.
6.17. В процессе выполнения работ по сварке ФС следует контролировать:
284
квалификацию сварщиков в соответствии с правилами предприятия, изготавливающего конструкции;
качество сварочных материалов в соответствии с действующими стандартами и паспортами изделий;
качество подготовки и сборки деталей под сварку в соответствии с главой СНиП III-18-75, раздел 1 и настоящими рекомендациями;
качество сварных швов в соответствии со СНиП III-18-75: в соединениях сжатых элементов по поз.1.2 табл.3 раздела 1, в соединениях растянутых и
изгибаемых элементов категории швов сварных соединений 1 по поз.3 табл.41 и поз.1, 2, 3 табл.42 разд.9; а также в соответствии с ГОСТ 14771-76 и требованиями
пп.6.10 и 6.11 настоящих рекомендаций.
6.18. 100-процентному контролю следует подвергать параметры, указанные в пп.1, 2 табл.6 и пп.1-6 табл.7 настоящих рекомендаций, а также наличие и
правильность маркировки и клейма сварщиков на фланце.
6.19. Фланцы после их приварки к соединяемым элементам следует подвергать 100-процентному контролю ультразвуковой дефектоскопией. Результаты
контроля должны удовлетворять требованиям п.2.5 настоящих рекомендаций.
6.20. При отправке конструкций с ФС завод-изготовитель кроме документации, предусмотренной п.1.22 главы СНиП 3.03.01-87, должен представить копию
сертификата, удостоверяющего качество стали фланцев, а также документы о контроле качества сварных соединений. Если фланцы изготовлены из марок стали,
отличных от указанных в п.2.2, завод-изготовитель должен представить документы о качестве проката, применяемого для фланцев в соответствии с указаниями
пп.2.3 и 2.4 настоящих рекомендаций.
7. МОНТАЖНАЯ СБОРКА ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ
7.1. Проекты производства работ (ППР) по монтажу конструкций должны содержать технологические карты, предусматривающие выполнение ФС в
конкретных условиях монтируемого объекта в соответствии с указаниями "Рекомендаций по сборке фланцевых монтажных соединений стальных строительных
конструкций" (ВНИПИ Промстальконструкция, ЦНИИПроектстальконструкция. - М.: ЦБНТИ Минмонтажспецстроя СССР, 1986).
7.2. Подготовку и сборку ФС следует проводить под руководством лица (мастера, прораба), назначенного приказом по монтажной организации
ответственным за выполнение этого вида соединений на объекте.
7.3. Технологический процесс выполнения ФС включает:
подготовительные работы;
сборку соединений;
контроль натяжения высокопрочных болтов;
огрунтование и окраску соединений.
7.4. Высокопрочные болты, гайки и шайбы к ним должны быть подготовлены в соответствии с п.4.25 главы СНиП 3.03.01-87, пп.3.1.2-3.1.8 ОСТ 36-72-82.
285
7.5. Подготовку контактных поверхностей фланцев следует осуществлять в соответствии с указаниями чертежей КМ и КМД по ОСТ 36-72-82. При
отсутствии таких указаний контактные поверхности очищают стальными или механическими щетками от грязи, наплывов грунтовки и краски, рыхлой ржавчины,
снега и льда.
7.6. Применение временных болтов в качестве сборочных запрещается.
7.7. Под головки и гайки высокопрочных болтов необходимо ставить только по одной шайбе.
Выступающая за пределы гайки часть стержня болта должна иметь не менее одной нитки резьбы.
7.8. Натяжение высокопрочных болтов ФС необходимо выполнять от наиболее жесткой зоны (жестких зон) к его краям.
7.9. Натяжение высокопрочных болтов ФС следует осуществлять только по моменту закручивания.
7.10. Натяжение высокопрочных болтов на заданное усилие следует производить закручиванием гаек до величины момента закручивания
, который определяют по формуле
,
(31)
где - коэффициент, принимаемый равным: 1,06 - при натяжении высокопрочных болтов; 1,0 - при контроле усилия натяжения болтов;
- среднее значение коэффициента закручивания для каждой партии болтов по сертификату или принимаемое равным 0,18 при отсутствии таких значений
в сертификате;
- усилие натяжения болта, Н;
- номинальный диаметр резьбы болта, м.
Отклонение фактического момента закручивания от момента, определяемого по формуле (31), не должно превышать 0; +10%.
7.11. После натяжения болтов гайки ничем дополнительно не закрепляются.
7.12. После выполнения ФС монтажник обязан поставить на соединение личное клеймо (набор цифр) в месте, предусмотренном в чертежах конструкций КМ
или КМД, и предъявить собранное соединение ответственному лицу.
7.13. Качество выполнения ФС на высокопрочных болтах ответственное лицо проверяет путем пооперационного контроля. Контролю подлежат: качество
обработки (расконсервации) болтов; качество подготовки контактных поверхностей фланцев; соответствие устанавливаемых болтов, гаек и шайб требованиям
ГОСТ 22353-77 - ГОСТ 22356-77, а также требованиям, указанным в чертежах КМ и КМД; наличие шайб под головками болтов и гайками; длина части болта,
выступающей над гайкой; наличие клейма монтажника, осуществляющего сборку соединения; выполнение требований табл.8.
286
Таблица 8
Наименование отклонения
Допускаемое
отклонение, мм
Просвет между фланцами или фланцем и полкой колонны после преднапряжения высокопрочных болтов по
линии стенок и полок профиля
0,2
Просвет между фланцами или фланцем и полкой колонны после преднапряжения высокопрочных болтов по
краям фланцев:
для фланцев толщиной не более 25 мм
0,6
для фланцев толщиной более 32 мм
1,0
Примечание. Щуп толщиной 0,1 мм не должен проникать в зону радиусом 40 мм от оси болта
7.14. Контроль усилия натяжения следует осуществлять во всех установленных высокопрочных болтах тарированными динамометрическими ключами.
Контроль усилия натяжения следует производить не ранее чем через 8 ч после выполнения натяжения всех болтов в соединении, при этом усилия в болтах
соединения должны соответствовать значениям, указанным в п.3.3 или табл.9.
Таблица 9
Усилие натяжения болтов (контролируемое), кН (тс)
М20
М24
М27
167(17)
239(24,4)
312(31,8)
7.15. Отклонение фактического момента закручивания от расчетного не должно превышать 0; +10%.287
Если при контроле обнаружатся болты, не отвечающие
этому условию, то усилие натяжения этих болтов должно быть доведено до требуемого значения.
7.16. Документация, предъявляемая при приемке готового объекта, кроме предусмотренной п.1.22 главы СНиП 3.03.01-87, должна содержать сертификаты
или документы завода-изготовителя, удостоверяющие качество стали фланцев, болтов, гаек и шайб, документы завода-изготовителя о контроле качества сварных
соединений фланцев с присоединяемыми элементами, журнал контроля за выполнением монтажных фланцевых соединений на высокопрочных болтах.
Приложение 1
СОРТАМЕНТ ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ РАСТЯНУТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ИЗ ШИРОКОПОЛОЧНЫХ ДВУТАВРОВ
N
Схема фланцевого соединения
Марка профиля
,
кН
(тс)
2
3
4
5
6
7
20Ш1
1593
(163)
25
8
6
20К1
1626
(166)
25
9
6
20К2
1879
(192)
40
10
6
п
/
п
1
1
, мм
, мм
, мм
288
2
23Ш1
1608
(164)
25
9
6
3
23К1
2237
(228)
30
9
6
23K2
2274
(232)
30
10
6
26Ш1
1913
(195)
30
10
7
26Ш2
1937
(197)
30
11
6
4
289
5
6
7
26К1
2815
(287)
30
10
6
26K2
2933
(299)
30
12
8
30К1
3306
(337)
30
12
8
30К2
4032
(411)
40
12
8
30Ш1
2197
(224)
30
10
7
30Ш2
2668
(272)
40
12
7
290
Примечания: 1. Типоразмеры и марки стали двутавров по ГОСТ 26020-83 соответствуют сокращенному сортаменту металлопроката для применения в
стальных строительных конструкциях.
2. Сталь листовая горячекатаная для фланцев по ГОСТ 19903-74* марки 14Г2АФ-15 по ТУ 14-105-465-82 и 09Г2С-15 по ГОСТ 19282-73.
3. Болты М24 высокопрочные из стали 40Х "Селект" по ГОСТ 22353-77 - ГОСТ 22356-77. Диаметр отверстий 27 мм. Усилие предварительного натяжения
239 кН (24,4 тс).
4. Сварка механизированная. Сварочная проволока марки Св-08Г2С по ГОСТ 2246-70.
5. Обозначения, принятые в таблице:
- расчетная продольная сила фланцевых соединений (
стали двутавра растяжению по пределу текучести);
, где
- площадь сечения двутавра;
- максимальное расчетное сопротивление
- толщина фланцев;
- катеты угловых сварных швов стенки и полки двутавра соответственно.
Приложение 2
СОРТАМЕНТ ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ РАСТЯНУТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ИЗ ПАРНЫХ РАВНОПОЛОЧНЫХ УГОЛКОВ
N
Схема фланцевого соединения
Сечение элемента, мм
мм
, кН (тс)
, мм
п
/
п
1
2
3
4
5
291
1
100
7
957
(97,6)
20
2
100
8
1224 (124,8)
25
110
8
125
8
1579*
(161,0)
30
125
9
140
9
1928** (196,5)
40
3
4
292
140
10
5
6
160
10
160
11
180
11
180
12
2156 (219,8)
30
2613 (266,4)
30
_______________
* Марка сварочной проволоки - Св-10HMA; Св-10Г2 по ГОСТ 2246-70*.
** Марка сварочной проволоки - Св-10ХГ2СМА, Св-08ХН2ГМЮ по ГОСТ 2246-70*.
Примечания: 1. Типоразмеры и марки стали равнополочных уголков по ГОСТ 8509-72 соответствуют сокращенному сортаменту металлопроката для
применения в стальных строительных конструкциях.
2. Сталь листовая горячекатаная для фланцев по ГОСТ 19903-74* марки 14Г2АФ-15 по ТУ 14-105-465-82 и 09Г2С-15 по ГОСТ 19282-73.
3. Марку стали фасонок назначают в соответствии с указаниями п.2.8 настоящих рекомендаций. Длина фасонок определяется конструктивными
особенностями соединений, но не менее 200 мм.
4. Все болты (за исключением болтов по схеме 6) М24 высокопрочные из стали 40Х "Селект" по ГОСТ 22353-77 - ГОСТ 22356-77. Диаметр отверстий 27.
293
Усилие предварительного натяжения 239 кН (24,4 тс).
5. Болты по схеме 6 - М27 высокопрочные из стали 40Х "Селект" по ГОСТ 22353-77 - ГОСТ 22356-77. Диаметр отверстий 30 мм. Усилие предварительного
натяжения 312 кН (31,8 тс).
6. Сварка механизированная. Сварочная проволока марки Св-08Г2С по ГОСТ 2246-70.
7. Обозначения, принятые в таблице:
- расчетная продольная сила фланцевых соединений (
в графе 3 для каждого фланцевого соединения;
, где
- площадь сечения уголка с максимальными типоразмерами из указанных
- максимальное расчетное сопротивление стали уголка растяжению по пределу текучести);
- толщина фланцев;
- катет угловых сварных швов.
Приложение 3
СОРТАМЕНТ ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ РАСТЯНУТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ИЗ ШИРОКОПОЛОЧНЫХ ТАВРОВ
Таблица 1
N п/п
Схема фланцевого соединения
Марка профиля
1
2
3
4
5
10Шт1
800**
(81,5)
30
1
11,5Шт1
, кН (тс)
, мм
294
2
13Шт1
881**
(89,8)
25
1439* (146,7)
30
1919**
(195,6)
30
13Шт2 (см. п.6 примечаний)
3
15Шт1
15Шт2
15Шт3
4
17,5Шт1
17,5Шт2
17,5Шт3
295
20Шт1
5
2537*
(258,6)
40
20Шт2
20Шт3
Таблица 2
N п/п
Схема фланцевого сечения
Марка профиля
1
2
3
4
5
10Шт1
958
(97,6)
20
1
, кН (тс)
, мм
11,5Шт1
296
2
13Шт1
1227*
(125,1)
25
1494**
(152,3)
25
1919**
(195,6)
30
13Шт2
3
15Шт1
15Шт2
4
17,5Шт1
17,5Шт2
17,5Шт3
297
20Шт1
5
2681**
(273,3)
40
20Шт2
20Шт3
_______________
* Марка сварочной проволоки - Св-10НМА; Св-10Г2 по ГОСТ 2246-70*.
** Марка сварочной проволоки - Св-10ХГ2СМА, Cв-08XH2ГMЮ по ГОСТ 2246-70*.
Примечания: 1. Типоразмеры и марки стали тавров по ГОСТ 26020-83 соответствуют сокращенному сортаменту металлопроката для применения в стальных
строительных конструкциях.
2. Сталь листовая горячекатаная для фланцев по ГОСТ 19903-74* марки 14Г2АФ-15 по ТУ 14-105-465-82 и 09Г20-15 по ГОСТ 19282-73.
3. Марку стали фасонок назначают в соответствии с указаниями п.2.8 настоящих рекомендаций. Длина фасонок определяется конструктивными
особенностями соединений, но не менее 200 мм.
4. Все болты, за исключением болтов по схеме 5 (табл.1 и табл.2), М24 высокопрочные из стали 40Х "Селект" по ГОСТ 22353-77 - ГОСТ 22356-77. Диаметр
отверстий 27 мм. Усилие предварительного натяжения 239 кН (24,4 тс).
5. Болты по схеме 5 (табл.1 и табл.2) М27 высокопрочные из стали 40Х "Селект" по ГОСТ 22353-77 - ГОСТ 22356-77. Диаметр отверстий 30 мм. Усилие
предварительного натяжения 312 кН (31,8 тс).
6. На схеме (табл.1) представлено фланцевое соединение тавров с расчетным сопротивлением не выше 315 и 270 МПа для 13Шт1 и 13Шт2 соответственно.
7. Сварка механизированная. Сварочная проволока марки Св-08Г2С по ГОСТ 2246-70.
8. Обозначения, принятые в таблицах:
298
- расчетная продольная сила фланцевых соединений (
графе 3 для каждой схемы фланцевых соединений;
, где
- площадь сечения тавра с максимальными типоразмерами из указанных в
- максимальное расчетное сопротивление стали тавра растяжению по пределу текучести);
- толщина фланцев;
- катеты угловых сварных швов стенки и полки тавра соответственно.
Приложение 4
COPTAМEHT ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ РАСТЯНУТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ИЗ КРУГЛЫХ ТРУБ
N
п/п
Схема фланцевого соединения
1
2
1
Сечение трубы, мм
мм
, кН (тс)
, мм
, мм
,
, мм
мм
3
4
5
6
7
8
(64,2)
630
20
245
175
20
114
2,5
121
5,0; 6,0*
255
185
127
3,0
255
185
275
205
20
140
140
159
5,0
4,0
3,5; 4,5
4,0
8,0*
3,5; 5,5
(92,2)
903
25
310
220
24
630
20
300
220
20
903
25
350
250
24
299
168
168
4,0
6,0
6,0*
2
168
8,0
219
3
219
10,0*
4,0
245
219
(138,2) 1356
25
6,0; 8,0*
219
4
10,0*
(184,3) 1808
25
350
250
400
300
400
300
430
330
400
300
24
6,0
8,0*
7,0; 8,0
(230,4) 2260
25
245
10,0
12,0*
430
330
273
4,5.....**6,0
460
360
273
24
8,0; 10,0*
24
300
325
535
425
560
460
460
360
12,0*
460
360
377
9,0; 10,0
560
460
325
6,0
520
410
377
5
273
273
5,0; 5,5
5,0
8,0
7,0; 8,0
(276,5) 2712
8,0
(360)
3532
25
30
24
27
_______________
* Горячедеформированные трубы по ГОСТ 8732-78*
** Брак оригинала. - Примечание изготовителя базы данных.
Примечания: 1. Типоразмеры и марки стали электросварных прямошовных труб по ГОСТ 10704-76 и горячедеформированных труб по ГОСТ 8732-78*
соответствуют сокращенному сортаменту металлопроката для применения в стальных строительных конструкциях.
2. Сталь листовая горячекатаная для фланцев по ГОСТ 19903-74* марки 14Г2АФ-15 по ТУ 14-105-465-82 и 09Г2С-15 по ГОСТ 19282-73.
3. Марку стали ребер жесткости назначают в соответствии с указаниями п.2.8 настоящих рекомендаций. Толщина ребер принимается равной толщине стенки
трубы с округлением в большую сторону. Длина ребер определяется конструктивными особенностями соединения, но не менее 1,5 диаметра трубы для четных и
1,7 диаметра трубы для нечетных ребер.
4. Болты М20, М24 и М27 высокопрочные из стали 40Х "Селект" по ГОСТ 22353-77 - ГОСТ 22356-77. Диаметр отверстий 23, 28 и 31 мм. Усилие
предварительного натяжения 167, 239 и 312 кН соответственно.
5. Сварка механизированная. Сварочная проволока марки Св-08Г2С по ГОСТ 2246-70.
6. Обозначения, принятые в таблице:
301
- расчетная продольная сила фланцевых соединений (
каждого фланцевого соединения;
, где
- площадь сечения трубы с типоразмерами из указанных в графе 3 для
- расчетное сопротивление стали трубы растяжению по пределу текучести);
- толщина фланцев;
- диаметр фланцев;
- диаметр болтовой риски;
- диаметр болтов.
Приложение 5
СОРТАМЕНТ ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
302
Геометрические параметры соединений
Диаметр
болта
Параметры,
мм
Номер профиля ригеля
26Б1
30Б1
35Б1
35Б2
40Б1
М24
90
45Б1
50Б1
55Б1
60Б1
45Б2
50Б2
55Б2
60Б2
70Б1
70Б2
80Б1
90Б1
100Б1
100Б2
23Ш1
26Ш1
26Ш2
30Ш1
35Ш1
40Ш1
50Ш1
30Ш2
35Ш2
40Ш2
60Ш1
70Ш1
70Ш2
303
90
100
100
90
90
100
100
М27
60
60
60
60
60
60
60
60
40
45
45
50
40
45
45
50
100
100
110
110
100
100
110
110
70
70
70
70
70
70
70
70
45
50
50
55
45
50
50
55
Примечание. Параметр
рекомендаций.
может быть изменен в зависимости от типа колонны при выполнении условий, изложенных в разделе 4 (п.4) настоящих
НЕСУЩАЯ СПОСОБНОСТЬ СОЕДИНЕНИЯ (тс·м)
Тип
фла
н- ца
1
Диаметр
болт
а
Номер профиля ригеля
26
Б1
30Б1
35
Б1
35
Б2
40Б1
40Б2
45
Б1
45
Б2
50Б1
50Б2
55
Б1
55
Б2
60Б1 70Б1 80Б1
60Б2 70Б2
90
Б1
100Б
1
23Ш
1
26Ш
1
26Ш
2
30Ш
1
30Ш
2
35Ш
1
35Ш
2
40
Ш
1
40
Ш
2
50Ш
1
50Ш
2
60Ш
1
70Ш
1
70Ш
2
М24
15,
5
18,5
22,
2
25,9
31,
7
35,6
41,
9
46,7
-
-
-
-
13,0
15,2
17,8
21,1
-
-
-
-
М27
-
-
-
36,3
40,
7
-
-
-
-
-
-
-
-
19,4
-
-
-
-
-
304
22,6
2
3
4
М24
-
-
-
28,8
35,
3
40,2
48,
1
53,5
63,9
74,4
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
М27
-
-
-
-
-
50,5
58,
6
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
М24
-
-
-
-
-
63,5
73,
8
81,9
97,4
112,
9
12
9,5
145,
4
-
-
31,3
37,6
44,
8
61,6
79,2
-
М27
-
-
-
-
-
-
-
100,
7
119,
8
139,
0
-
-
-
-
-
45,6
54,
5
-
-
-
М24
-
-
-
-
-
-
-
-
136,
7
159,
4
18
3,7
206,
8
-
-
-
-
62,
8
86,1
110,
3
132
М27
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
22
2,0
258,
6
-
-
-
-
-
103,
1
132,
7
160
СВАРНЫЕ ШВЫ
Номер
профиля
ригеля
26
Б
8
30Б
8
35Б
8
40Б
8
45
Б
8
50
Б
10
55
Б
12
60
Б
12
*
70
Б
14
*
8
0
Б
1
4
*
90
Б
14
*
100Б
14*
23
Ш
26
Ш
30
Ш
8
10
40
Ш
50
Ш
60
Ш
70Ш
10
12
*
12*
35
Ш
305
10
10
10
10
14
14
16
16
*
16
*
1
6
16
*
20*
10
14
16
16
*
18*
*
_______________
* Марка сварочной проволоки Св-10 НМА, Св-10Г2 по ГОСТ 2246-70*.
Примечания: 1. Типоразмеры и марки стали двутавров по ГОСТ 26020-83 соответствуют сокращенному сортаменту металлопроката для применения в
стальных строительных конструкциях.
2. Сталь листовая горячекатаная для фланцев по ГОСТ 19903-74* марки 14Г2АФ-15 по ГОСТ 19282-73, 09Г2С-15 по ГОСТ 19282-73.
3. Болты высокопрочные М24 и М27 из стали 40Х ’’Селект" климатического исполнения ХЛ с временным сопротивлением не менее 1100 МПа
(110 кгс/мм ), а также гайки высокопрочные и шайбы к ним по ГОСТ 22353-77 - ГОСТ 22356-77.
Усилие предварительного натяжения болтов: М24 - 239 кН; М27 - 312 кН.
4. Диаметр отверстий 28 и 31 мм под высокопрочные болты М24 и М27 соответственно.
5. Сварка механизированная. Сварочная проволока марки Св-08Г2С по ГОСТ 2246-70.
Приложение 6
ПРИМЕРЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И РАСЧЕТА ПРОЧНОСТИ ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ ЭЛЕМЕНТОВ, ПОДВЕРЖЕННЫХ
РАСТЯЖЕНИЮ
1. Фланцевое соединение растянутых элементов из парных равнополочных уголков
Спроектировать и рассчитать ФС по следующим исходным данным:
профиль присоединяемых элементов - парные равнополочные уголки
расчетным сопротивлением стали растяжению по пределу текучести
(5300 кгс/см ), площадь сечения профиля =2х22=44 см ;
усилие растяжения, действующее на соединение,
по ГОСТ 8509-72 из стали марки 09Г2С-6 по ГОСТ 19282-73 с
=360 МПа (3650 кгс/см ) и временным сопротивлением стали разрыву с
=520 МПа
=1557 кН (159 тс);
материал фланца - сталь марки 09Г2С-15 по ГОСТ 19282-73 с расчетным сопротивлением растяжению
по пределу текучести
306
=290 МПа (2950
кгс/см ) и нормативным сопротивлением по пределу текучести
=305 МПа (3100 кгс/см ), расчетное сопротивление стали фланца растяжению в направлении
толщины проката (в соответствии с указаниями главы СНиП II-23-81*)
МПа (1480 кгс/см ). Толщина фланца =30 мм;
болты высокопрочные М24, расчетное усилие болта
катеты сварных швов принять равными
=266 кН (27,1 тс), расчетное усилие предварительного натяжения болтов
=239 кН (24,4 тс);
=10 мм, сварка механизированная проволокой марки Св-08Г2С по ГОСТ 2246-70* с обеспечением
проплавления корня шва не менее 2 мм, расчетное сопротивление угловых швов срезу по металлу шва и по металлу границы сплавления соответственно
МПа (2200 кгс/см ),
=215
МПа (2390 кгс/см );
материал фасонки - сталь марки 09Г2С-12-2 по ТУ 14-1-3023-80, толщина фасонки
=14 мм.
Проверка прочности сварных швов
Определяем длину сварных швов (рис.1):
см, а также необходимые для расчета параметры в соответствии с требованиями главы СНиП
II-23-81*:
=0,7,
=1,0,
=1,0,
=1,0,
=1,0. Проверку прочности сварных швов в соответствии с указаниями п.5.10 выполняем по трем сечениям:
по металлу шва по формуле (28):
;
МПа (2200 кгс/см );
по металлу границы сплавления с профилем по формуле (29):
;
МПа (2390 кгс/см );
по металлу границы сплавления с фланцем в направлении толщины проката по формуле (30):
307
;
МПа (1480 кгс/см ).
Рис.1. Схема к примеру расчета фланцевого соединения парных равнополочных уголков 125х9
Таким образом, прочность сварных швов обеспечена.
Для предотвращения внецентренного приложения внешнего усилия на соединение центр тяжести сварных швов должен совпадать с центром
тяжести соединяемого профиля. Поэтому необходимо выполнение условия:
=0, где
- статический момент сварных швов относительно оси
,
или
= , где
и
- статические моменты сварных швов выше и ниже оси
соответственно.
Разница между
и
составляет
.
Конструирование и расчет прочности ФС
308
Конструктивная форма соединения принята, как показано на рис.1. В таком соединении количество
болтов внутренней зоны
болтов наружной зоны
предварительно назначаем из условия (1) [см. раздел 5]:
=4. Количество
,
где
- предельное внешнее усилие на болт внутренней зоны от действия внешней нагрузки;
- предельное внешнее усилие на один болт
наружной зоны, определяемое по табл.2 (раздел 5). По конструктивным особенностям соединения предварительно назначаем количество болтов наружной зоны
=4.
Расстановку болтов производим в соответствии с указаниями п.4.6. В соответствии с указаниями п.4.7 болты должны быть расположены
безмоментно относительно оси
(см. рис.1), поэтому
. С учетом, что
=1,5 имеем:
,
таким образом это условие выполнено.
Прочность ФС следует считать обеспеченной, если выполняется условие (2):
,
где - расчетное усилие растяжения, воспринимаемое ФС и определяемое по формулам (3) или (4). Для определения необходимо найти величину
расчетное усилие на болт наружной зоны -го участка фланца, представляемого условно как элементарное Т-образное ФС. Заметим, что в силу конструктивных
особенностей в этом соединении можно выделить два участка наружной зоны I и II (на рис.1 эти участки заштрихованы). Поэтому для нахождения величины
необходимо определить значения
и
и выбрать наименьшее из них.
Определение
Расчетное усилие растяжения, воспринимаемое фланцем и болтом, относящимися к участку I наружной зоны, определяем из условия:
.
Значение
определяем по формуле (5)
, где
находим по формуле (6)
,a
- по формуле (7)
309
,
здесь
=24 мм - номинальный диаметр резьбы болта,
- ширина фланца, приходящаяся на один болт участка I наружной зоны,
мм - усредненное расстояние между осью болта и краями сварных швов полки уголка и фасонки.
Тогда:
кН (17,7 тс).
Значение
определяем по формуле (8)
,
для чего находим значения
и
:
,
а значение
Тогда:
определяем по табл.4 (
).
кН (28,4 тс).
Поскольку
, принимаем
кН (17,7 тс).
Определение
Значение
находим так же, как и
, с той лишь разницей, что для участка II
310
мм, а
С учетом этого
тогда
кН (17,6 тс).
Определим усилие на болт из условия прочности фланца на изгиб:
значение
тогда:
определяем по табл.4 (
=1,5),
кН (20,7 тс).
Поскольку
, принимаем
кН.
Так как
, принимаем
.
Поскольку
, расчетное усилие растяжения, воспринимаемое ФС, определяем по формуле (3)
(162 тс).
Проверяем выполнение условия (2):
.
311
Условие (2) выполнено, таким образом, прочность ФС следует считать обеспеченной.
2. Фланцевое соединение растянутых элементов из круглых труб
Спроектировать и рассчитать ФС по следующим исходным данным:
профиль присоединяемых элементов - электросварная прямошовная труба 273х8 мм по ГОСТ 10704-76 из стали марки 09Г2С по ТУ 14-3-50076 с расчетным сопротивлением стали растяжению по пределу текучести
=470 МПа (4800 кгс/см ), площадь сечения трубы
=66,62 см ;
усилие растяжения, действующее на соединение,
=250 МПа (2550 кгс/см ) и временным сопротивлением стали разрыву
=1666 кН (170 тс);
материал фланца - сталь марки 09Г2С-15 по ГОСТ 19282-73 с расчетным сопротивлением растяжению по пределу текучести
кгс/см ) и нормативным сопротивлением по пределу текучести
=305 МПа (3100 кгс/см ), расчетное сопротивление стали фланца растяжению в
направлении толщины проката (в соответствии с указаниями главы СНиП II-23-81*)
=25 мм;
болты высокопрочные М24, расчетное усилие болта
катеты сварных швов принять равными
=290 МПа (2950
МПа (1480 кгс/см ). Толщина фланца
=266 кН (27,1 тс), расчетное усилие предварительного натяжения болтов
=239 кН (24,4 тс);
=8 мм, сварка механизированная проволокой марки Св-08Г2С по ГОСТ 2246-70* с обеспечением
проплавления корня шва не менее 2 мм, расчетное сопротивление угловых швов срезу по металлу шва и по металлу границы сплавления соответственно
МПа (2200 кгс/см ),
МПа (2160 кгс/см );
материал ребер жесткости - сталь марки 09Г2С по ТУ 14-1-3023-80, толщина ребер жесткости
=10 мм.
Расчет прочности и проектирование ФС
В соответствии с указаниями п.5.7 прочность ФС элементов замкнутого профиля считается обеспеченной, если:
при
Из этого условия определим необходимое количество болтов
мм.
в соединении:
шт.
Количество болтов в соединении принимаем
=8 шт.
312
=215
Конструирование ФС осуществляем в соответствии с указаниями раздела 4.
При принятом количестве болтов в соединении минимальное количество ребер жесткости
=4. Длина нечетных ребер:
мм,
длина четных ребер:
мм, принимаем
где
=470 мм.
- диаметр трубы.
В соответствии с указаниями п.4.6 болты располагаем как можно ближе к элементам присоединяемого профиля, при этом:
мм,*
_________________
* Формула соответствует оригиналу. - Примечание изготовителя базы данных.
мм, с округлением принимаем =50 мм.
Определяем диаметр риски болтов:
мм, принимаем
=355 мм, а диаметр фланца:
мм.
Угол между радиальными осями ребра и болтов, расположенными у ребра:
, с округлением принимаем
=20°.
Проверка прочности сварных швов
Определяем длину сварных швов (рис.2):
II-23-81*:
мм, а также необходимые для расчета параметры в соответствии с требованиями главы СНиП
313
=0,7,
=1,0,
=1,0,
=1,0,
=1,0.
Рис.2. Схема к примеру расчета фланцевого соединения элементов из круглых труб 273х8
Проверку прочности сварных швов в соответствии с указаниями п.5.10 выполняем по трем сечениям:
по металлу шва по формуле (28):
;
МПа (2200 кгс/см );
по металлу границы сплавления с профилем по формуле (29):
;
МПа (2160 кгс/см );
по металлу границы сплавления с фланцем в направлении толщины проката по формуле (30):
;
МПа (1480 кгс/см 314
).
Таким образом, прочность сварных швов обеспечена.
Приложение 7
ПРИМЕР РАСЧЕТА ФЛАНЦЕВОГО СОЕДИНЕНИЯ ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
Провести проверочный расчет фланцевого соединения (см. рисунок).
Схема к примеру расчета фланцевого соединения широкополочного двутавра 160Б1, подверженного
воздействию изгиба и растяжения
Данные, необходимые для расчета:
профиль присоединяемого элемента - 160Б1 по ГОСТ 26020-83 из стали марки 09Г2С, площадь сечения профиля
пояса
=35,4 см , момент сопротивления профиля
=131 см , площадь сечения
=2610 см ;
изгибающий момент и продольное усилие, действующие на соединение, соответственно
=686 кН·м (70 тс·м) и
=490,5 кH (50 тс);
материал фланца - сталь марки 14Г2АФ-15 по ТУ 14-105-465-82 с расчетным сопротивлением изгибу по пределу текучести
кгс/см ), толщина фланца принята равной =25 мм;
315
болты высокопрочные М24, расчетное усилие растяжения болта
кН (24,4 тс);
=368 МПа (3750
=266 кН (27,1 тс), расчетное усилие предварительного натяжения болтов
=239
катеты сварных швов по поясам профиля
=12 мм, по стенке
=8 мм.
Максимальное и минимальное значения нормальных напряжений в присоединяемом профиле от действия изгиба и продольных усилий определяем по
формуле (10) [см. раздел 5]:
;
.
Усилие в растянутом поясе присоединяемого элемента определяем по формуле (11):
,
где
- площадь сечения участка стенки в зоне болтов растянутого пояса (см. рис.4 и рисунок в настоящем приложении);
;
=10 мм - толщина стенки профиля;
=70 мм - ширина фланца, приходящаяся на один болт, расположенный вдоль стенки профиля;
=15,5 мм - толщина пояса профиля.
мм,
=80·10=800 мм, тогда
=(3540+800)·300=1302 кН (132,5 тс).
Усилие в растянутой части стенки определяем по формуле (12):
,
316
где
,
;
мм,
тогда
кН (30,5 тс).
Прочность ФС считаем обеспеченной, если при
и
выполняется условие (13):
;
.
При принятом конструктивном решении ФС (наличие ребра жесткости растянутого пояса и симметричное расположение болтов относительно
пояса
формуле (16):
, см. рисунок) расчетное усилие растяжения, воспринимаемое болтом и фланцем, относящимися к растянутому поясу,
,
то же, к растянутой части стенки,
- по формуле (19):
.
Определение
Поскольку
мм, то
,
,
,
мм - расстояние от оси болтов ряда
до пояса профиля.
317
Расчетное усилие растяжения, воспринимаемое фланцем и болтом, относящимися к наружной зоне пояса, определяем из условия:
определяем по
.
Значение
определяем по формуле (5):
, где
находим по формуле (6):
,a
- по формуле (7):
,
здесь
=24 мм - номинальный диаметр резьбы болта,
=70 мм - ширина фланца, приходящаяся на один болт наружной зоны растянутого пояса профиля;
=33 мм - расстояние от оси болтов ряда
до края сварного шва растянутого пояса профиля (
Тогда:
,
и
кН (15,7 тс).
Значение
определяем по формуле (8):
,
для чего находим значения
и
:
318
Н·см;
мм).
.
Значение
определяем по табл.4 (
=1,48).
Тогда:
кН (20,1 тс).
Поскольку
, принимаем
кН (15,7 тс) и
.
Определение
Расчетное усилие растяжения, воспринимаемое фланцем и болтом, относящимися к растянутой части стенки профиля, определяем из условия:
.
Значения
определении
и
определяем по формулам (5) и (8). Расчет всех параметров, необходимых для определения
, с той лишь разницей, что для болтов и фланца, относящихся к стенке профиля, параметр
;
,
кН (14,7 тс).
Определим усилие на болт из условия прочности фланца на изгиб:
319
Н·см;
=37 мм (
и
, выполняем так же, как и при
мм). Тогда:
;
значение
определяем по табл.4 (
=1,42);
кН (18,2 тс).
Поскольку
, то принимаем
кН (14,7 тс).
Находим значение
:
кН (31,8 тс).
Определив значения
кН (132,5 тс)
кН (30,5 тс)
и
, проверяем условие (13):
кН (138,4 тс);
кН (31,8 тс).
Условие (13) выполнено. Проверка прочности сварных швов выполнена в соответствии с п.5.10 настоящих рекомендаций. Прочность сварных швов
обеспечена.
Таким образом, прочность фланцевого соединения обеспечена.
Приложение 8
МЕТОДИЧЕСКИЕ УКАЗАНИЯ ПО ПРОВЕДЕНИЮ ИСПЫТАНИЙ ТОЛСТОЛИСТОВОГО
ПРОКАТА ДЛЯ ФЛАНЦЕВ
320
1. Общие положения
1.1. Настоящие указания распространяются на толстолистовой прокат строительных сталей толщиной от 12 до 50 мм включительно,
предназначенный для изготовления фланцев соединений растянутых и изгибаемых элементов, и устанавливают методику испытаний на
статическое растяжение с целью определения следующих характеристик механических свойств металлопроката в направлении толщины при
температуре
°С: предела текучести (физического или условного); временного сопротивления разрыву; относительного удлинения после разрыва;
относительного сужения после разрыва.
1.2. Определяемые в соответствии с настоящими методическими указаниями механические свойства могут быть использованы для контроля качества
проката для металлоконструкций; анализа причин разрушения конструкций; сопоставления материалов при обосновании их выбора для конструкций; расчета
прочности несущих элементов с учетом их работы по толщине листов; сравнения сталей в зависимости от химического состава, способа выплавки и раскисления,
сварки, вида термообработки, толщины и т.д.
1.3. При испытании на статическое растяжение принимаются следующие обозначения и определения:
рабочая длина *, мм - часть образца с постоянной площадью поперечного сечения между его головками или участками для захвата;
_______________
* Буквенные обозначения приняты по ГОСТ 1497-73**.
** На территории Российской Федерации действует ГОСТ 1497-84. Здесь и далее. - Примечание изготовителя базы данных.
начальная расчетная длина образца
, мм - участок рабочей длины образца до разрыва, на которой определяется удлинение;
конечная расчетная длина образца после его разрыва
, мм;
начальный диаметр paбочей части цилиндрического образца до разрыва
минимальный диаметр цилиндрического образца после его разрыва
, мм;
, мм;
начальная площадь поперечного сечения рабочей части образца до разрыва
площадь поперечного сечения образца после его разрыва
, мм ;
, мм ;
осевая растягивающая нагрузка
,
предел текучести (физический)
, МПа - наименьшее напряжение, при котором образец деформируется без заметного увеличения нагрузки;
- нагрузка, действующая на образец в данный момент испытания;
предел текучести условный
, МПа - напряжение, при котором остаточное удлинение достигает 0,2% длины участка образца, удлинение которого
принимается в расчет при определении указанной характеристики;
321
временное сопротивление
, МПа - напряжение, соответствующее наибольшей нагрузке
, предшествующей разрушению образца;
относительное удлинение после разрыва
относительное сужение после разрыва
начальной площади поперечного сечения образца
- отношение приращения расчетной длины образца (
) после разрыва к ее первоначальной длине
, % - отношение разности начальной площади и площади поперечного сечения после разрыва
.
;
к
2. Форма, размеры образцов и их изготовление
2.1. Для испытания на растяжение в направлении толщины проката применяют укороченные цилиндрические образцы (см. рисунок, а) диаметром 5 мм,
начальной расчетной длиной
мм по п.2.1 ГОСТ 1497-73. При этом металл, испытываемый в направлении толщины, условно рассматривается
как хрупкий. Рабочая длина образца в соответствии с п.2.3 ГОСТ 1497-73 составляет
мм.
Образцы для испытаний на растяжение в направлении толщины проката
2.2. Образец вырезают из испытываемого листа так, чтобы ось образца была перпендикулярна к поверхности листа.
2.3. На торцах образцов, выполненных из металлопроката толщиной 30 мм, сохраняется прокатная корка. При толщине испытываемого проката более 30 мм
такая корка сохраняется на одном торце образца.
2.4. Для испытания металлопроката толщиной 12-29 мм применяются сварные образцы. С этой целью к листовой заготовке испытываемого металла
приваривают в тавр две пластины из стали той же прочности, чтобы получить крестовое соединение со сплошным проваром. Цилиндрические образцы вырезают
из сварного соединения так, чтобы испытываемый металл попадал в рабочую часть образца. При этом продольная ось образца должна совпадать с направлением
толщины испытываемого листа. Этапы изготовления сварных образцов указаны на рисунке, б.
2.5. Для испытания металлопроката толщиной 24-29 мм допускается применять несварные образцы с укороченной рабочей длиной по сравнению с указанной
в п.2.1 и на рисунке, а. При этом высота головок образцов не изменяется.
2.6. Образцы рекомендуется обрабатывать на металлорежущих станках. Глубина резания при последнем проходе не должна превышать 0,3 мм. Чистота
обработки поверхности образцов и точность изготовления должны соответствовать требованиям ГОСТ 1497-73.
322
2.7. При определении относительного удлинения нужно обходиться без нанесения кернов на рабочей части образца; за начальную расчетную длину следует
принимать общую длину образца вместе с головками.
2.8. Начальную и конечную длину образца измеряют штангенциркулем с точностью до 0,1 мм, и полученные значения округляют в большую
сторону. Диаметр рабочей части образца до испытания измеряют микрометром в трех местах (посередине и с двух краев) с точностью до 0,01 мм; в
каждом сечении диаметр измеряют дважды (второе измерение производят при повороте образца на 90°), и за начальный диаметр принимают
среднее значение из двух измерений; причем фиксируют все три значения начальных диаметров (в середине и с двух краев рабочей части
образца). После испытания определяют, вблизи какого измеренного сечения произошел разрыв образца, и в дальнейшем при определении
относительного сужения после разрыва
диаметр этого сечения принимают за начальный диаметр. Диаметр образцов после испытания следует измерять
штангенциркулем с точностью до 0,1 мм.
2.9. Для испытания изготавливают по три образца от каждого листа, пробы отбирают из средней трети листа (по ширине).
3. Испытание образцов
3.1. Для определения механических свойств в направлении толщины проката при статическом растяжении используют универсальные испытательные
машины с механическим, гидравлическим или электрогидравлическим приводом с усилием не выше 100 кН (10 тс) при условии соответствия их требованиям
ГОСТ 1497-73 и ГОСТ 7855-74.
3.2. При проведении испытаний должны соблюдаться следующие основные условия:
надежное центрирование образца в захватах испытательной машины;
плавность нагружения;
скорость перемещения подвижного захвата при испытании до предела текучести - не более 0,1, за пределом текучести - не более 0,4 длины расчетной части
образца, выраженная в мм/мин.
3.3. Рекомендуется оснащать машины регистрирующей аппаратурой для записи диаграмм "усилие-перемещение" в масштабе не менее 25:1.
3.4. Испытания на растяжение образцов для определения механических свойств в направлении толщины проката и подсчет результатов испытаний проводят
в полном соответствии с § 3 и 4 ГОСТ 1497-73.
3.5. При разрушении сварных образцов вне основного металла испытываемого листа из-за возможных дефектов соединения (поры непроваров, шлаковые
включения, трещины и др.) результаты их испытания не принимают во внимание и испытание повторяют на новых образцах.
3.6. Результаты испытаний каждого образца в виде значений
вносят в журнал испытаний и фиксируют в протоколе,
прикладываемом к сертификату на металлоконструкции. Величины
и
нормируются и служат критериями при выборе и назначении толстолистового проката
для изготовления фланцев. Значения других характеристик
и
факультативны и используются для накопления данных.
В журнал испытаний вносят также данные из сертификата металлургического завода-изготовителя
323металлоизделий: марку стали, номер партии, номер
плавки, номер листа, химический состав и механические свойства при обычных испытаниях.
ДОПОЛНЕНИЯ И ИЗМЕНЕНИЯ
"РЕКОМЕНДАЦИЙ ПО РАСЧЕТУ, ПРОЕКТИРОВАНИЮ, ИЗГОТОВЛЕНИЮ И МОНТАЖУ
ФЛАНЦЕВЫХ СОЕДИНЕНИЙ СТАЛЬНЫХ СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ"
Содержание пункта 2.2 раздела ’’Материалы’’ заменяется на следующее.
2.2. Для фланцев элементов стальных конструкций, подверженных растяжению, изгибу или их совместному действию, следует принять листовую сталь по
ГОСТ 19903-74* с гарантированными механическими свойствами в направлении толщины проката по ТУ 14-1-4431-88 классов 3-5 марок 09Г2С-15 и 14Г2АФ-15
(по ГОСТ 19282-73) или по ТУ 14-105-465-89 марки 14Г2АФ-15. Допускается применение листовой стали электрошлакового переплава марки 16Г2АФШ по ТУ
14-1-1779-76 и 10 ГНБШ по ТУ 14-1-4603-89.
______________
Механические характеристики листовой стали марки 10ГНБШ толщиной 10-40 мм: временное сопротивление
=52-70 кгс/мм , предел
текучести
=40 кгс/мм , относительное удлинение
температуре - 60 °С KCV не менее 8,0 кгс/см .
%, относительное сужение в направлении толщины -
%, ударная вязкость при
Содержание пункта 2.3 раздела ’’Материалы’’ заменяется на следующее.
2.3. Фланцы могут быть выполнены из листовой низколегированной стали марок С345, С375 по ГОСТ 27772-88, при этом сталь должна удовлетворять
следующим требованиям:
- категория качества стали (только для С345 и С375) - 3 или 4 в зависимости от требований к материалу конструкции по СНиП II-23-81*;
- относительное сужение стали в направлении толщины проката
%, минимальное для одного из трех образцов
%.
Проверку механических свойств стали в направлении толщины проката осуществляет завод строительных стальных конструкций по методике, изложенной в
приложении 8.
Содержание пункта 2.5 раздела "Материалы" заменяется на следующее.
2.5. Качество стали для фланцев по характеристикам сплошности в зонах шириной 80 мм симметрично вдоль оси симметрии каждого из элементов профиля,
присоединяемого к фланцу, должно удовлетворять требованиям в таблице 1.
Контроль качества стали методами ультразвуковой дефектоскопии осуществляет завод строительных конструкций. На рисунке в качестве примера показаны
зоны контроля стали фланцев для соединений элементов открытого и замкнутого профилей.
Таблица 1
324
Зона
Характеристика сплошности
дефектоскопии
Площадь несплошности, см
Контролируема
я зона фланцев
Минимальная
учитываемая
Максимальна
я
учитываемая
0,5
1,0
Допустимая
частота
несплошностей
10 м
Максимальная
допустимая
протяженность
несплошности
Минимальное
допустимое
расстояние
несплошностями*
4 см
10 см
_________________
* Текст соответствует оригиналу. - Примечание изготовителя базы данных.
Оценку качества стали фланцев марки 10ГНБШ по характеристикам сплошности можно осуществлять по дефектограммам, прилагаемым заводомпоставщиком стали к каждому листу. При удовлетворении требований, указанных в таблице 1, ультразвуковую дефектоскопию завод строительных конструкций
не выполняет.
Электронный текст документа
подготовлен ЗАО "Кодекс" и сверен по:
/ Министерство монтажных и специальных
строительных работ СССР. М.: ЦБНТИ Минмонтажспецстроя СССР, 1989
325
326
327
328
ВЫВОДЫ по использованию продольной надвижки пролетного строения с применением
катковых - перекаточных и плавучих опор при восстановлении разрушенных мостов в
Киевской Руси с использованием опыта Ливана, Вьетнама, Югославии, Афганистана, Чеченской
329
Республики, Армении по востановлению разрушенных железнадорожных мостов во время
боевых действий и их восстановленние, согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина
№№1143895, 1168755, 1174616, 165076, 154506, 2010136746 с учетом сдвиговой прочности,
для обеспечения демпфирования, при динамических и импульсных растягивающих нагрузках
в ПК SCAD для Способ бескрановой установки опор при восстановлении разрушенных
железнодорожных мостов в Киевской Руси с использованием связей Кагановского и тормозной
лебедки, с учетом сдвиговой прочности, для обеспечения демпфирования, при динамических и
импульсных растягивающих нагрузках, предназначенных для восстановления разрушенных
железнодорожных мостах, путепроводов с креплением на фрикционо-подвижных с учетом
сдвиговой прочности пролетного строения моста , которые крепились с помощью фрикционных
протяжных демпфирующих компенсаторов (ФПДК) с контролируемым натяжением,
расположенных в длинных овальных отверстиях и их программная реализация в SCAD Office ,
согласно заявки на изобретение № а 20210051 от 02.03.2021 "Спиральная сейсмоизолирующая
опора с упругими демпферами сухого трения", и изобретенными в USSR в ЛИИЖТе проф дтн
А.М.Уздиным № а20210217 от 23.09.2021 "Фланцевое соединение растянутых элементов
трубопровода со скошенными торцами", №№ 1143885, 1168755, 1174616, 2010136746, 154506
https://disk.yandex.ru/d/uCnYkTeE5Lb6Lw https://ppt-online.org/1006874
Приложение видеоролики проведенных лабораторных испытаний в СПб ГАСУ организацией
"Сейсмофонд" при СПб ГАСУ и разработкой специальных технических условий по способ
продольной надвижки пролетного строения с применением катковых - перекаточных и
плавучих опор при восстановлении разрушенных мостов в Киевской Руси с использованием
опыта Ливана, Вьетнама, Югославии, Афганистана, Чеченской Республики, Армении по
востановлению разрушенных железнадорожных мостов во время боевых действий и их
восстановленние, согласно изобретениям проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№1143895, 1168755,
1174616, 165076, 154506, 2010136746
330
https://ok.ru/video/3306247162582 https://www.youtube.com/watch?v=U4aUmrOeVbc
https://disk.yandex.ru/i/6fYbE0M9Z1_F8Q https://ok.ru/video/3306263022294
https://ok.ru/video/3306312764118 https://disk.yandex.ru/i/PcwhOMxy4yD6cQ
https://ok.ru/video/editor/3306401696470 https://ok.ru/video/3306431122134
https://ok.ru/video/3306475031254 https://ok.ru/video/3306504981206
https://ok.ru/video/3306548628182 https://www.youtube.com/watch?v=ygg1X5qI-0w
https://ok.ru/video/editor/3306596797142 https://ok.ru/video/3306645424854 Редактор газеты
«Земля РОССИИ» Быченок Владимир Сергеевич, позывной «ВДВ», спецподразделение «ГРОМ»,
бригада "Оплот" г. Дебальцево, ДНР, Донецкая область. 1992 г.р, участвовал в обороне города
Иловайск http://www.gazetazemlyarossii6.narod.
331
332
333
334
335
336
337
338
339
340
341
342
343
344
345
346
347
348
349
350
351
352
353
354
355
356
357
358
359
360
361
362
363
364
365
366
367
368
369
370
371
372
373
374
375
376
377
++++++++
ResearchGate
См. обсуждения, stats, и профили автора для этой публикации в: https: // www.researchgate.net/publication/336182 517
Развитие легкого чрезвычайного моста, использующего GFRP-МЕТАЛЛ сложную связку пластины girder
Статья(изделие) в Разработке Структур? Октябрь 2019
DOI: 10. 1016/j.engstruict.2019.109291
ЦИТАТЫ
19
ЧИТАЕТ
235
4 автора, включая:
DongdongZhang Армия Технический Университет PLA
43 ПУБЛИКАЦИИ 393 ЦИТАТЫ
Yaru Lv
Hohai Университет
27 ПУБЛИКАЦИЙ 561 ЦИТАТЫ
TM5
СМ. ПРОФИЛЬ
СМ. ПРОФИЛЬ
Некоторые из авторов этой публикации также работают на этих связанных проектах:
378
Проектный(строительный) Проект основы груды в объединяющемся основание(земля) Представление(вид) проект
' Roject Легкий и Модульный структуры Представление(вид) проект
Все содержание после этой страницы было uploaded Dongdong Zhang 17 сентября 2020.
Пользователь требовал повышение от разгруженного файла.
ELSEVIER
Оглавления, доступные в ScienceDirect
Структуры Разработки
Журнал homepage: www.elsevier.com/locate/engstruct
Развитие легкого чрезвычайного моста, использующего GFRP-МЕТАЛЛ сложную связку пластины girder
Dongdong Zhang1 ' *, Пряжа Lv2 *, Qilin Zhaoc, Feng Lia
Колледж Разработки Области(поля), Университет Эми Енгиниринг ofPLA, Nanjing 210007, Китай
H>
Ь Колледж Механики и Материалов, Hohai Университет, Nanjing 210098, Китай
РЕЗЮМЕ
C Колледж Механических и Разработка Власти(мощи), Nanjing Университет Технологии, Nanjing 211816, Китай
ИНФОРМАЦИЯ СТАТЬИ(ИЗДЕЛИЯ)
Keywords: Мост технический Чрезвычайный Гибрид моста структурирует Разборную связку Pultruded GFRP
Механический ответ Статическое неразрушающее испытание
Проект легкого критического положения vehicular мост, включающий GFRP-МЕТАЛЛ сложную связку пластины girder
и измерение 24 м. в промежутке сообщен. Сказанный мост был разработан(предназначен) основанным на оптимизации
первоначального экземпляра моста с 12 м.. Мост, так развитый, предназначен, чтобы быть легким, structurally звук с
модульной выполнимостью, и представителем строительства, которое является меньшим количеством времени,
потребляя полный и полностью эксплуатирует преимущества, предлагаемые при помощи свойственного и
дополнительного pultruded GFRP материалы. Концептуальный проект и соображения(рассмотрения)
крупномасштабной структуры был сначала описан подробно. Впоследствии, неразрушающие испытания в полном
масштабе были выполнены на - и " от оси " статические погрузки, чтобы оценить фактический линейно упругое
379 результаты, что мост
механическое поведение опытного образца. Экспериментальные демонстрируемые
удовлетворительно встретил требования силы, полной неподвижности изгиба, и torsional жесткости относительно
заявлений(применений) с чрезвычайным мостом. Будучи признаваемым как наиболее критический случай погрузки для
чрезвычайных мостов с главным влиянием на распределение груза среди связки girders, боковое распределение живет загружающего было назначено большая важность в течение проекта уникального моста. Тип вытеснения unidirectional
GFRP профили с высоко - продольным но низким стрижет силы, преобладающе подходящий для структур,
подвергнутых большим осевым силам, и, поэтому, соответствующий заявлению(применению) в предложенной гибридной
структурной системе. Благоприятные демонстрируемые результаты испытания, что предложенная улучшенная версия
первоначального концептуального проекта может соответственно использоваться как связка girder для нового легкого
чрезвычайного моста с более длинным измеренным промежутком. Предлагается, что такой гибридный мост, который
демонстрирует разумно хороший линейно упругое поведение под обслуживанием(службой), живет грузы, должен
также быть разработан(предназначен) в соответствии с критерием неподвижности. Передача конечного элемента и
аналитических исследований была выполнена и сравнена против экспериментальных результатов пока демонстрация
хорошего соглашения. Выявляемые сравнения указали, что установленные упрощенные аналитические модели и конечная
модель элемента (FEM) были, оба одинаково применимы для использования в предварительных структурных
вычислениях и проекте улучшенного моста под государствами в пределах предела эксплуатационной надежности.
Результаты, сообщенные здесь, как ожидается, будут делать ценный начальный вклад, который в свою очередь, могли
бы далее вести к развитию подобных легких структурных систем.
Выполнение помощи(облегчения) и-или [1] действий восстановления. Дополнительно, существующий prefabricated
мосты типично требует широкой области строительства и берет долгое время, пока они не существуют в
государстве(состоянии) годный к употреблению [2,3]. Развитие новой системы соединения критического положения,
поэтому, существенно(необходимо) в стране подобно Китаю, который является склонным к естественным бедствиям
и включает обширное пространство громадных областей(регионов). Там существует к не только увеличивающий
подвижность но также и устранение вышеупомянутых проблем относительно строительства " на участке "
временных мостов. Также необходимо строить легкие системы соединения пока обеспечение высокой силы и
жесткости. Предыдущие исследования демонстрировали, что эти требования могли бы быть осознаны, используя
легкие структурные системы
Сделанный продвинутых сложных материалов [4-17].
Одна из наиболее многообещающих групп продвинутых сложных материалов для использования в мосте, техническое
380 которые находят увеличенные
строительство включает pultruded укрепленный волокном полимер (FRP) профили,
заявления(применения) как альтернативы к традиционным материалам строительства вследствие их превосходных
желательных свойств высокого отношения " сила к весу ", достаточной длительности(долговечности), и удобству
использования [18-27]. Эти профили, изготовленные посредством рентабельных методов pultrusion-производства,
показывают постоянные взаимно - частные формы, подобные стандартным стальным профилям, и могли бы
использоваться как обещание несущих груза компонентов. Однако, потому что бродячее содержание обычно
перевешивает такового fibrics (варианты с волокнами выровняли поперечный к pultrusion руководству(направлению)),
наиболее анизотропные pultruded материалы обладают, сравнительно низко стригут неподвижность и силу [18],
которые предотвращают полное использование потенциала материала. Начиная с взаимно - частной высоты, и таким
образом промежуток лучей с твердой тканью ограничен, продвинутые системы связки используются, чтобы понять
большие длины промежутка [28,29]. Связанные элементы прута в связках по существу работают под осевой
напряженностью и сжатием и медведем очень немного flexural и стригут грузы. Они, поэтому, хорошо приспособлены к
анизотропным характеристикам pultruded FRP профили. Полная удовлетворительная ценность неподвижности могла
бы быть осознана на структурном уровне, таким образом давая компенсацию за свойственный недостаток
материальной неподвижности. Преимущества и материальных и структурных характеристик могли бы быть очень
расширены(продлены), таким образом облегчая дальнейшие сокращения структурного веса.
В недавних десятилетиях, много научно-исследовательских работ относительно объединения pultruded FRP профили в
системы связки постепенно были продвинуты для развития пешехода и мостов vehicular [4-7,30-35]. В частности
желательные особенности FRP связок рассмотрелись привлекательными в отношении строительства чрезвычайных
мостов, которые прежде всего требуют являющийся легким для легкого из транспорта(транспортировки) и должны
обладать благоприятными свойствами для противостояния vehicular грузы движения [4-7]. Предыдущие исследования
демонстрировали, что, вследствие относительно низкого продольного упругого модуля pultruded GFRP материалы
(когда сравнено со сталью), структурные измерения профиля FRP связок часто управляются государствами предела
эксплуатационной надежности. В течение процедур проекта, главный вызов и соображение(рассмотрение) существует
относительно концепции соответствующих связей для этих prefabricated, ломкие, и анизотропные FRP профили с
открытыми или закрытыми взаимными секциями. Обычные методы нанятые(используемые) с сложной связью
включают bolted и липкие колени joints [18,31-37]. Однако, вследствие анизотропной характеристики pultruded профилей
с волокнами, устроенными главным образом по единственному(отдельному) руководству(направлению), несущая груз
способность(вместимость) этих основных jointing методов уменьшена, таким образом заканчивающийся
использованием негабаритных компонентов. Кроме того, bolted и липкие колени joints главным образом применяются к
плоским группам скорее чем трубчатые члены [34]. Чтобы адресовать эти проблемы(выпуски), некоторый новый
гибрид jointing подходы, основанные на стальном укреплении, был предложен [5-7,33-35,38], которые вносят много к
381 частные(секционные) профили.
развитию тяжело загруженных FRP связок, использующих закрываемую - форму
Новая техника связи для jointing pultruded FRP трубы была задумана и впоследствии сообщена в [39]. Связь,
упомянутая как пред сжатая связь зубов (PTTC), вовлекает использование кольца - или зуб полоса-форменный
структурирует grooved в два конца FRP трубы пока одновременно хорошо-согласовываемый на внешней металлической
трубе и расширенный посредством внутренней металлической трубы через пригодное вмешательство.
Способность(вместимость) PTTC, чтобы передать(переместить) большие осевые силы приписана большему
interlaminar, стригут напряжение сложных материалов, сравненных с таковым чистой смолы. Radial сжимающее
напряжение, с другой стороны, увеличивает interlaminar, стригут силу. Основанный на вышеупомянутых продвинутых
связях, уникальная гибридная FRP-АЛЮМИНИЙ система с космической связкой была разработана(предназначена) в
форме модульных, быстро собрана, критическое положение соединяет представителя новой структурной формы и
гибридной концепции проекта. Сказанный мост показывает мост с одним переулком с длиной промежутка 12 м. и
может поддерживать vehicular, живут груз 100 kN. Мост непосредственно, однако, весит только 1200 кга (отнесите
рис. 1) [39]. Уникальная структура включает два, zотделил треугольную связку палубы girders, который противоречит
существующей отделенной стали или мостам железобетона [40-46] в терминах детальной структурной формы,
местной конфигурации, и используемых материалов. Каждый треугольный модуль включает алюминий orthotropic
палуба, поддержанная pultruded FRP трубчатые элементы. Изучите [39,47-51] относительно выполнимости, и
механическое выполнение(работа) этой уникальной структуры было выполнено через conduction статических
испытаний погрузки в полном масштабе, которые подтверждают благоприятный flexural и torsional
выполнение(работу) первоначального экземпляра. Тем временем, уместный конечный элемент и аналитические модели
был установлен, чтобы предсказать полную деформацию и государства напряжения структуры в течение
предварительной стадии проекта.
Гибридный мост представляет привлекательный выбор, который нужно использовать для чрезвычайных целей.
Система могла бы легко транспортироваться тяжело загруженными вертолетами и установлена на многократных
участках. Однако, первоначальный экземпляр моста с 12 м., описанный здесь первый из вида, и был задуман, чтобы быть
главным образом применимым с коротким промежутком, таким образом ограничивая применимость и далее
popularization. Чтобы адресовать это ограничение, дополнительная система соединения длинного промежутка
желательна. Кроме того, предыдущее неразрушающее статическое испытание погрузки указало, что некоторые
конфигурации и компоненты первоначальной гибридной космической связки с 12 м. структурная система разумно не
была разработана(предназначена) и задумана. Например, оригинал hinged поперечные фигурные скобки между два
отделился, треугольная связка палубы girders разумно не была задумана (см. рис. 1). Первоначальный местный joints
хорошо не были также разработаны(предназначены), включая пластины клина центрального joints FRP элементов
связки, местный joints crisscrossing лучей алюминия orthotropic палуба, и алюминий, сваривающий линии используемого
382
connectors и orthotropic палубы. Чтобы преодолевать эти ограничения, первоначальный
экземпляр моста с 12 м. должен
быть оптимизирован и заново разработан(предназначен), таким образом ведя к развитию новой гибридной FRPМЕТАЛЛА системы с космической связкой с более длинным промежутком.
Существующее изучение сосредотачивается на развитие легкого чрезвычайного моста, который обладает
преимуществами предварительно предложенной гибридной FRP-АЛЮМИНИЯ системы с космической связкой.
Предложенный мост был повторно разработан(повторно предназначен) и построен, чтобы измерить 24 м. в
промежутке и способен к поддержке обслуживания(службы) транспортного средства, живут груз (LL) из 50 kN.
Соображения(рассмотрения) Проекта и информация оптимизации предложенного моста были сначала описаны
относительно полного концептуального проекта, используемые элементы связки, и детализированы jointing
конфигурации наряду с их несходствами относительно первоначального экземпляра моста с 12 м.. После того,
неразрушающие испытания в полном масштабе были выполнены через заявление(применение) " на оси " статические
грузы изгиба, чтобы оценить фактический линейно резинку flexural поведение улучшенного моста опытного образца.
Тем временем, несимметрический " от оси " неразрушающие испытания были также выполнены, чтобы исследовать
соединенный flexural-torsion поведение структуры моста. Наконец, экспериментальные результаты были сравнены с
теми предсказанный трехмерным конечным элементом и предварительно установлены аналитические модели, которые
использовались, чтобы исполнить структурные вычисления относительно предложенного моста в течение
предварительной стадии проекта. Результаты, полученные в существующем изучении могли бы рассматриваться
благоприятными для продвижения развития и popularization предложенной продвинутой структурной системы.
2. Описание структурной системы
Там существует требование(спрос) на легкие чрезвычайные мосты, которые могут легко транспортироваться и
установлен в изолированных ландшафтах горы, которые предлагают многочисленные ограничения, под критическими
ситуациями. Пригодность(готовность) таких мостов становится " большее количество " важной при существующем
prefabricated стальные чрезвычайные мосты, с их связанными тяжелыми машинами и переносом транспортных
средств, могла бы быть неспособна к доступу участок. Проект был предложен для обеспечения эффективного решения
этой проблемы через развитие легкого, с единственным промежутком, с единственным переулком vehicular
критического положения, мост-действующего по широкому диапазону груза и промежутка " выбора " использование
продвинутого pultruded GFRP материалы. В предыдущем изучении [39], уникальная гибридная FRP-АЛЮМИНИЙ
система с космической связкой была предложена, чтобы быть применимой для использования по короткому
промежутку 12 м. и груза vehicular 100 kN. Работа, представленная в этой бумаге была выполнена в пределах
структуры научно-исследовательской работы для
Развитие новых мостов с более длинными промежутками, основанными на перепроектируем и оптимизацией оригинала
12-m-span соединяет экземпляр.
383
, И ju < 0.15
( 1)
Важные требования для проекта нового чрезвычайного моста включают длину промежутка 24 м. и способности
нести грузовик с четырьмя колесами, весящий 50 kN (то есть, чрезвычайное обслуживание(служба) транспортного
средства живет, груз - 50 kN). Обслуживание(служба) живет, конфигурация груза, переданная под мандат в кодексе
проекта [52] иллюстрируется в рис. 2. В числе(фигуре), интервал оси i3 стандартного грузовика с четырьмя колесами 3.3 м., и соответствующий след колеса cj - 2.0 м. Груз gi обеспеченный передней осью - 30 kN, и груз, обеспеченный
обратной осью - 20 kN. И обратная ось и передняя ось утомится, следы - 0.25 x 0.2 m2. Коэффициент воздействия fi
приблизительно 0.122 рассматривался, который был рассчитан согласно (1) формуле, как определено в кодексе проекта
[52]. Структурный проект предложенного моста был выполнен в соответствии с генералом Китайца,
wнамереваются(проектируют) стандарт для чрезвычайных мостов [53]. Как определено в [53], мост был
разработан(предназначен) основанным на Допустимом Проекте Напряжения (ASD). В течение предварительной стадии
проекта, структурные вычисления для моста с 24 м., как ожидалось, будут выполнены, используя аналитические и
конечные модели элемента, предварительно установленные для первоначального экземпляра моста с 12 м. [39,47-51].
Детальная геометрическая информация предложенного моста наряду с несходствами относительно первоначальной
версии описана в Рис. 2 и 3.
1 15
и=-x
2 37.5 + L
Где L - длина промежутка разработанного(предназначенного) моста.
Предложенный мост показывает модульные характеристики и включает четыре модуля тропинки близнеца, каждое
измерение 6 м., 3.2 м., и 1.2 м. в длине, ширине, и глубине, соответственно. Сказанные модули были jointed вместе через
использование мужских кувшинов и женских челюстей, оба сделанные стали. Пары гибридной FRP-МЕТАЛЛА
треугольной связки палубы girders были приняты, и laterally braced использование верхних стальных поперечных
фигурных скобок, таким образом обеспечение адекватной полной структурной неподвижности и боковой
стабильности. Верхние стальные поперечные фигурные скобки, которые обладали достаточной неподвижностью
изгиба, были помещены равномерно (приблизительно 1.458 m) по руководству(направлению) промежутка и показали
твердый jointing статус вместо оригинала hinged узлы в двух сторонах. Верхние и более низкие документы между два
отделились, треугольный girders измерил 0.8 м., и 2 м., соответственно, и каждый треугольный girder измерил 1.2 м. по
ширине. Должно быть отмечено, что, чтобы встретить(выполнить) требования проекта, глубина предложенного
моста с 24 м. превысила глубину с 0.85 м. первоначального экземпляра моста с 12 м.. Кроме того, чтобы увеличить
384
боковую стабильность и целостность(честность) структуры с 24 м., конец-поперечная
фигурная скобка с плоской
алюминиевой конфигурацией связки была добавлена в два конца моста.
Гибридная треугольная связка палубы girder включала алюминий orthotropic палуба, поддержанная pultruded GFRP
элементы связки, включая аккорды основания, диагональные ткани(сети), и verticals (отнесите рис. 3). Алюминий
orthotropic палуба был отобран как палуба моста после главным образом к способности показать хорошие местные
сжимающие свойства и эффективно распределять напряжения, вынужденные(вызванные) сконцентрированным грузом
колеса поперек полной структуры. Палуба включала тонкое измерение плиты 4mm толстый, и ряд crisscrossing
профилей " я напечатают ". Для каждой модульной единицы треугольного girder, crisscrossing профили " я напечатают "
включенный 3 главных и 4 вторичных продольных членов с поперечным проведением расчетов 200 mm наряду с 5
главными и 4 вторичными взаимными членами с продольным проведением расчетов 729 mm. Обратите внимание, что,
чтобы улучшить государства напряжения палубы, главные продольные члены в два конца (отмеченный с красными
линиями в рис. 3 (b)) были усилены твердыми блоками прямоугольника; Эти усиленные доли обладали секциями креста
rectangular, измеряющими 100 mm и 50 mm по глубине и шириной, соответственно. Wrought алюминий 7005 был отобран
для здания этих профилей типа crisscrossing " я " и тонкие плиты, в то время как DB685 сталь использовалась в
изготовлении профилей " я напечатают " для верхних поперечных фигурных скобок между близнецом треугольный
girders.
И женский Алюминий челюсти verticals диагональные ткани(сети) FRP аккорды основания
1.2 М.
Алюминий orthotopic палуба 0. 6m. 1. 2m
1 рис.. Первоначальный экземпляр моста с 12 м., включающий гибридную FRP-АЛЮМИНИЙ систему с космической
связкой.
Тонкая плита в orthotropic палубе была хорошо сварена к профилям типа crisscross " я " в 90-mm интервалы,
использующие сварочную бусинку, измеряющую 60 mm. Чтобы получить надежную связь алюминиевых профилей " я
напечатают "
В этом изучении, bolting технология наймемся(использовалась) вместо алюминиевой технологии сварки линии,
используемой в течение изготовления первоначального экземпляра моста с 12 м.. Главные поперечные члены
алюминиевых профилей " я напечатают " были хорошо bolted к непрерывным главным продольным, использующим
задвижки с высокой силой и приложил пластины стали U-типа (отнесите рис.3854 (C4-C7)). Вместо приковываемых
связей, используемых в первоначальном экземпляре с 12 м., задвижки с высокой силой и приложенные стальные
пластины использовались, чтобы соединить главных продольных членов также как верхние мужские челюсти и женские
кувшины (отнесите рис. 4 (C1-C3)). Высокая сила M16 (метрическая нить, измеряющая 16 mm) и Q390 сталь была,
соответственно, отобрана как механические задвижки и листовой материал, который нужно использовать. Верхние
мужские челюсти и женские кувшины были сделаны стали (40Cr) с диаметром отверстия булавки, измеряющим 16 mm.
Сварочная технология использовалась в переходах вторичных сделанных алюминием продольных и поперечных членов с
главными; Концентрации напряжения в этих переходах наблюдались(соблюдались), чтобы быть относительно
маленькими. В существующем изучении, все главные и вторичные профили " я напечатают " были integrally,
построенный наряду с тонкой плитой.
Обслуживание(служба) живет конфигурация груза
= 30kN
2m
Как расценивают GFRP элементы связки, круглые трубы с двумя типами взаимных секций были отобраны. Аккорды
Основания и диагональные ткани(сети) включали круглый шланг трубки, измеряющий 104 mm во внешнем диаметре и 8
mm в стенной толщине. Вертикальные члены включали круглый шланг трубки, измеряющий 60 mm во внешнем диаметре
и 6 mm в стенной толщине. Эти pultruded сложные профили были выяснены бродячих и циновки E- стеклянных волокон,
характеризованных отношениями объема(издания) приблизительно 80 %. Фракции(доли) Волокна, измеренные
приблизительно 89.2 % в вес, приблизительно 80 % которого включал непрерывные продольные стеклянные волокна в то
время как сохранение 9.2 % включенное стеклянное волокно, бродячее и циновки. Винил ester смола был отобран как
липкая матрица. GFRP профили, используемые в этом изучении были снабжены Китаем Nanjing Jinglue FRP Компания,
Ltd. Продольные механические свойства GFRP труб и механических параметров металлических профилей внесены в
список в 1 Столе.
Детали "@"
0.8 М.
1. 2m
Рис. 2. Концептуальный проект опытного образца с 24 м. соединяет с развитой гибридной FRP-МЕТАЛЛОМ системой с
космической связкой, (a) Трехмерное представление; (b) взаимная секция.
1. 2m
Ввиду высокой эффективности связи РТГС [39], технология продвигаемой - связи наймемся(использовалась) в
386
предложенном гибридном мосте с 24 м., чтобы соединить трубчатые GFRP элементы
и стальные профили. Детальная
конфигурация, несущий груз механизм, и производственная технология относительно кольцевое - форменного пред
сжатые зубы - структуры связи обеспечивается в [39]. Для использования в предложенном 24- м. мост, эти PTTCS был
заново разработан(предназначен) для jointing различных GFRP элементов связки, и их детальная информация внесена в
список в Столе 2, в чем РЕДАКТОР и ВЕС обозначает внешний диаметр и стенную толщину труб, соответственно. Все
кольцевое - форменные зубы grooved в GFRP трубах имеют размеры 20-mm широкий с местом углубления и глубиной,
измеряющей 5 mm и 2 mm, соответственно. Сталь Q390 и алюминий 7005 использовалась в изготовлении внешних и
внутренних труб, соответственно. Величина вмешательства обращается(относится) к ценности внутреннего
диаметра GFRP трубы, вычитаемой от внешнего диаметра внутренней алюминиевой трубы.
Стальная поперечная фигурная скобка
Мужской кувшин или женская челюсть
Алюминий orthotropic палуба
PTTC
Мужской кувшин или женская челюсть
GFRP вертикальная GFRP диагональная ткань(сеть) GFRP аккорд основания
( B)
Усиленный
A: B: C: D: E:
Рис. 3. Концептуальный проект модуля, составляющего мост опытного образца с 24 м., (a) Модульная единица; (b)
детали orthotropic соединяют палубу (все измерения в mm).
Главный продольный луч; Вторичный продольный луч; Главный взаимный луч; Вторичный взаимный луч; Поперечный луч.
Нормальное напряжение обращается(относится) к положительному напряжению radial, проявленному на сложных
зубах.
387
Через использование РТГС, переходы различных GFRP элементов связки с верхней
алюминиевой палубой моста могли
бы быть легко осознаны, используя обычную сварку и bolting методы (отнесите рис. 4). В переходах между GFRP
элементами связки и алюминиевой палубой моста, GFRP трубы наряду с их связанным концом сталь PTTC структуры
была непосредственно сварена к пластинам стали U-типа алюминиевых лучей " я напечатают " при помощи некоторых
плоских стальных пластин (отнесите C1-C7 в рис. 4). В переходах между индивидуальными GFRP элементами связки,
внешние стальные трубы, включающие структуры РТГС различных элементов были также непосредственно сварены,
вместе используя плоские стальные пластины (отнесите C8-C10 в рис. 4). Эти плоские стальные пластины,
расположенные между пластинами стали U-типа палубы моста и внешних стальных труб измеренного PTTCS 2-mm
толстый и были сделаны
Q390 сталь. Вместо первоначальной версии, которая включала, высокая сила bolted связи, нить и сварочные технологии
была объединена вместе, чтобы присоединиться к концам внешних стальных труб, включающих PTTC аккордов
основания с более низкой мужской челюстью и женским кувшином (с диаметром отверстия булавки, измеряющим 40
mm). Steels-40Cr и 30CrMnSi, соответственно используемый для булавки объединенное и соответствующее отверстие
булавки.
Это должно быть отмечено, что, чтобы получить лучше механические свойства PTTCS и их соответствующих
местных центральных структур для предложенного сравненный мостом с таковыми первоначальных экземпляр-плоских
стальных пластин с 12 м., сваренных между GFRP диагональными тканями(сетями) и verticals и GFRP аккордами
основания обладал улучшенными структурами. Рис. 5 (a) и (b), соответственно, демонстрирует первоначальные и
улучшенные версии детальной местной центральной структуры, соответствующей C8 и C9 в рис. 4. Может
наблю&(соблюдаться) что в предложенном опытном образце моста, конец плоские пластины
Рис. 4. Детали jointing конфигураций в предложенном мосте опытного образца с 24 м..
Стол 1
Механические свойства сложных и металлических профилей, используемых в предложенном гибридном мосте.
Материалы
Тип
Сила CMPA)
E-модуль (GPA)
Отношение Поиссона
GFRP
388
V = 80 %
Сжимающий = 560; растяжимый = 1320;
Эль- = 59.2
V12 = От V13 до 0.23, От V23 до 0.25
A1 сплав
7005
Выдающий(уступающий) = 280; растяжимый = 345
E = 70; G = 27
v = 0.32
Сталь
DB685
Выдающий(уступающий) = 590; растяжимый = 685
E = 206; G = 79
v = 0.30
Сталь
Q390
Выдающий(уступающий) = 390; растяжимый = 490
E = 206; G = 79
v = 0.30
Сталь
40Cr
Выдающий(уступающий) = 785; растяжимый = 980
E = 206; G = 79
v = 0.30
Обратите внимание: Эль- обозначает продольные механические свойства GFRP материалов.
GFRP диагональные ткани(сети) и verticals позволил перпендикуляр руководства(направления) ширины к аккордам
основания. Передача структур в первоначальном экземпляре моста позволила руководство(направление) ширины,
параллельное аккордам основания. Дополнительно, при сварке линий конца плоские стальные пластины GFRP
диагональных тканей(сетей) и verticals позволили сварочный перпендикуляр руководства(направления) к аккордам
основания в мосте с 24 м., принимая во внимание, что в первоначальном экземпляре с 12 м. закончились сварочным
руководством(направлением), параллельным оси моста. В существующем случае, дополнительный изгиб моменты,
389
которые, оказывается, вредные в течение конца, несущего области(регионы) гибрида
PTTCS и их смежных GFRP
сложных профилей, могли бы быть уменьшены и ограничены. Тем временем, при использовании круглой стали,
сваривающей линии в мосте с 24 м., бедное выполнение(работа) из-за присутствия продольного алюминия, сваривающего
линии в первоначальном экземпляре могло бы быть устранено.
Мост опытного образца в полном масштабе был изготовлен, как изображено в рис. 6. Изготовление и собрание моста
с 24 м. было выполнено в Китае Harzone Компания Промышленности, Ltd. Собрание модуля тропинки близнеца было
выполнено через использование prefabricated molding кровать с proto-di- mensions моста. В течение собрания, большое
внимание было оплачено, гарантируют, что сваренная сила была адекватные и любые погрешности, были уменьшены до
возможного минимума. Детали процесса собрания и технологии, нанятой(используемой) для моста с 24 м. были
идентичны, те нанимали(использовали) для первоначального экземпляра с 12 м. и могли бы быть легко найдены в [39].
Полный вес изготовленного модуля, который будет проверен измеренный приблизительно 1.54 тонны, которых сложные
и металлические профили составляли приблизительно 14.4 % и 85.6 %, соответственно. Поскольку каждая единица
весит только 1.54 тонны, модульный чрезвычайный мост предназначен, чтобы быть установленным и демонтирован с
индивидуальными единицами. В стадии монтажа, модульные единицы были подняты " один за другим " при помощи
передвижного подъемного крана, и затем связаны вместе (использование булавок) чтобы формировать полный мост.
Впоследствии, полный мост был поднят, используя передвижной подъемный кран и помещен на указанном
местоположении. Целый процесс монтажа был удобен и быстр (взятие только приблизительно 30 минуты). В
заинтересованном(обеспокоенном) проекте, опытный образец полного модульного моста, как ожидалось, будет
изготовлен для статических экспериментов погрузки, описанных в следующей секции.
3. Эксперименты
3.1. Испытательная установка и hading процедура
Почтовое собрание моста опытного образца, свет - weighted подъемный кран найметесь(использовалось), чтобы
переместить все четыре модуля в испытательную область(поле) в Китае Harzone Компания Промышленности, Ltd, и
опытный образец был впоследствии установлен как крупномасштабная экспериментальная структура. Мост был
проверен при неразрушающих статических погрузках, чтобы оценить фактический линейно упругую деформацию полной
структуры наряду с характеристиками напряжения заинтересованных(обеспокоенных) GFRP элементов, и
утверждать соответствующие аналитические и конечные модели элемента, используемые в течение начального
структурного вычисления и процедур проекта под государством(состоянием) предела эксплуатационной надежности.
Поскольку представитель наиболее общей(обычной) техники испытания, с четырьмя пунктами " на оси " загружающий
испытание - исключительно подвергнутый положительному flexural моменту, выбранному, чтобы моделировать
реальное обслуживание(службу) живет погрузка грузовика с учетом погрузки безопасности(акции) и удобства для
390 испытание проводился с должным
погрузки шага, как изображено в рис. 6. Дополнительно, " от оси " загружающий
соображением(рассмотрением) боковых, живут, загружая распределение, чтобы участвовать(наняться) torsional
ответ-независимый также как тот вместе с изгибающимся моментом. Оригинальность 300 mm
наймемся(использовалась) в течение " от оси " погрузка. Подобная схема погрузки наймемся(использовалась) для обоих
сценариев; то есть, грузы с четырьмя пунктами применялись на палубу моста.
E
1
s. S
Ооооо
%
Я,
Я%
Яя
О О в О СП
КОМПАНИЯ n Ч "1" Ч) CS я CS CS ся
.4 Д
\\
\
\D \D
СО СО
4D \
\
CS CS
Я
CS CS
Нн Н N
N
3J о*
S8
Tf .4 Д
Гйs
\ \D \D
Ч- ч ч
ООО . -н \D \D
Ts
Социалистический интернационал
CS СЧ CS см сч
Я%Ss
М. м. м. ю 1Л
391
A
Яя
Я
N м п? Ч-? ЧЯS
В-S
ВТОРОЕ
Sliii
< 5 ьо?
М. 111
Я
У
Сказанные грузы с четырьмя пунктами применялись symmetrically в пунктах(точках) заявления(применения) груза,
расположенного на поверхности палубы около середины местоположения промежутка каждого треугольного girder.
Расстояние между двумя пунктами(точками) погрузки по руководству(направлению) промежутка (то есть, интервал
оси) измерило 3.0 м.; в то время как это по руководству(направлению) ширины (то есть, след колеса) измерило 2.0 м.
Отмеченный, что в таком случае погрузки с четырьмя пунктами (упомянутый как LC-1), когда мост подвергнут
полному грузу 50 kN, максимальный изгиб
( A)
Продольная сварочная линия
( B),
Рис. 5. Детали относительно местных центральных структур, (a) Оригинал соединяют экземпляр; (b) улучшенная
версия.
Момент моста girder - в середине промежутка и может быть определен, чтобы быть 262.5 kN м. (см. рис. 7a). В
условии(состоянии) погрузки, переданном под мандат в кодексе проекта [52 (] 392
упомянутый как IXD-2), максимум,
изгибающий момент в середине промежутка моста girder определен, чтобы быть 267 kN-м. (см. рис. 7b). Таким
образом, в том же самом полном грузе 50 kN, максимум, изгибающий момент моста, подвергнутого кодексу передал под
мандат LC-2 - приблизительно таковой 1.02 раз проводимой погрузки с четырьмя пунктами, создают условия Для LC-1.
А именно, ответы погрузки (измеренный в следующей Секции 3.2) в погрузке с четырьмя пунктами создают условия 1 Ј 1 - приблизительно 98.3 % кодекса, передал под мандат LC-2. Таким образом, чтобы получить идентичные ответы
погрузки с таковыми кодекса переданное под мандат обслуживание(служба) живет груз (LL) из 50 kN, максимальный
груз, прикладной в четырех-указанных, загружающих испытание был определен, чтобы быть 50.86 kN. (Отмеченный,
что вышеупомянутое сравнение конфигурации груза между прикладной погрузкой с четырьмя пунктами и кодексом
проекта переданный под мандат груз был сделан основанным на эквивалентном принципе в терминах изгибающегося
момента в середине промежутка моста, который был отобран главным образом с учетом расположения аппаратуры и
загружающих особенностей связки girder). Когда воздействие (я = 0.122) включен в государство(состояние) предела
силы, прикладные грузы с четырьмя пунктами с целью силы LL + я был бы 57.06 kN (= LL x 1.122). Однако, с учетом
погрузки испытательного условия(состояния) на участке и погрузке безопасности(акции), экспериментальная
программа начала с подчинения структуры моста опытного образца к статическим неразрушающим погрузкам до
максимального груза 80 kN. Сказанная погрузка применялась в четырех шагах 20 kN каждый; то есть, полный груз,
прикладной в конце каждого шага был equaled 20, 40, 60 и 80 kN.
Рис. 8 изображает полное представление(вид) экспериментального опытного образца и детальной испытательной
установки. Чтобы выполнять положительный flexural, загружающий, чтобы примениться к мосту опытного образца,
включающему единственный(отдельный) промежуток, экспериментальная структура была помещена в
основание(землю) с просто-поддержанным граничным условием(состоянием). Конец поддержка в каждый конец моста
опытного образца была поднята к подходящей высоте (430 mm), так, чтобы экспериментальный структура перенесла
достаточную вертикальную деформацию. Две сложенных клавиатуры блока измерения алюминия 200-mm толстый и
стали, несущей измерение пластины 30-mm толстый обслуживаемый как конец поддержки. Сталь, несущая пластины с
флейтой была особенно изготовлена, чтобы понять совершенное состязание(спичку) с аккордом основания connectors.
Сказанное отношение(поведение) конец поддержки было помещено в leveled surfaced сильных и тяжелых конкретных
опор через процесс, подобный тому, сопровождаемому для законченного моста. В течение конца - установка испытаний
поддержек, экспериментальная структура была поперечно и longitudinally, отрегулированный(приспособленный) по
горизонтальному через использование набора метров уровней на высшей поверхности палубы моста.
Вертикальные грузы (то есть, грузы оси) непосредственно обеспечивались стальными блоками с весами, равняются
той передаче к каждому уровню погрузок, описанному выше. Погрузки, вынужденные(вызванные) стальными блоками
были переданы(перемещены) вертикально четырем пунктам(точкам) погрузки через две кровати древесины распорки и
393
четыре quadrilateral сталь, несущая клавиатуры, помещенные в высшую поверхность
палубы моста. Readymade
quadrilateral стальные клавиатуры (0.60 м. x 0.45 м. x 0.10 m) обслуживаемый как погрузка областей (то есть, обратная
ось утомит след) чтобы уменьшить концентрации напряжения и гарантирует униформу, загружающую распределения,
подобные, те вынужденный(вызванный) грузовиком утомятся. Кровать древесины распорки (3.0 м. x 0.15 м. x 0.15 m)
обслуживаемый как оси и главным образом наймемся(использовалась), чтобы гарантировать даже
заявление(применение) грузов, вынужденных(вызванных) стальными блоками на quadrilateral стальных клавиатурах.
Загрузка и разгрузка стальных блоков была выполнена при помощи портального подъемного крана. Стальные блоки были
помещены в подходящее положение(позицию) так, чтобы вертикальные грузы с четырьмя пунктами могли бы быть
symmetrically, прикладной к треугольному girders. До формальной загрузки и разгрузки процесса, 40-kN груз применялся
трижды, чтобы минимизировать возможные не-упругие деформации структуры - вынужденный(вызванный)
погрешностями, которые, возможно, произошли в течение начального собрания, и отверстия булавки, так хорошо как
гарантируют, что установка погрузок и аппаратура функционировала как предназначено.
F/2 F/2
Представление(вид) Стороны: на - и грузах " от оси "
Яя
R
1
3000
Высшее представление(вид): загружает " в ось "
3000
Высшее представление(вид): загружает " от оси "
Рис. 6. Схемные решения на - и " от оси " погрузка сценариев в течение статических неразрушающих испытаний
погрузки.
Переднее представление(вид): загружает " в ось " Переднее представление(вид): загружает " от оси "
394
3.2. Аппаратура
Испытания включали оценку представителя линейно упругие действия крупномасштабного моста опытного образца
когда загружено со статическими неразрушающими грузами. Измеренные действия включили ответ смещения груза в
заинтересованных(обеспокоенных) пунктах(точках) структуры наряду с ответами напряжения груза
заинтересованных(обеспокоенных) GFRP элементов. Отмечено, что изгибающийся момент структуры связки прежде
всего отвергнут осевым результатом(влиянием) погрузки верхних и аккордами основания. В этом случае, силы
бруска(бара) в GFRP аккордах основания в середине промежутка экземпляра моста были прежде всего измерены.
Некоторые GFRP диагонали ткани(сети) и verticals, расположенный между двумя пунктами(точками) погрузки (то
есть, расположенный в чистой области(регионе) изгиба) были instrumented только, чтобы оценить осевые и
изгибающиеся государства напряжения индивидуальных GFRP членов. Схемное решение схемы аппаратуры изображено
в рис. 9, в чем все instrumented поперечные самолеты рассматриваются по руководству(направлению) " запад на восток
" моста. Вертикальные смещения в мосте опытного образца были измерены, используя электронные датчики смещения,
имеющие диапазон 100 mm и точность 0.003 mm. В каждом из левых (L) и права (R) треугольный girders, 7 электронных
датчиков смещения были последовательно установлены по более низкой поверхности GFRP аккордов основания в
следующем " местоположения " два конца, V4 x, 3/8 x, V4 x, 5/8 x, и % x промежуток, упомянуты как D1-D7,
соответственно.
Продольные напряжения трубчатых GFRP членов около midspan моста были зарегистрированы калиброванными
шаблонами напряжения unidirectional. Четыре шаблона напряжения (отметили А, В, C, и D) были положены в центре
каждой трубчатой взаимной секции заинтересованных(обеспокоенных) GFRP труб, включая аккорды основания
(отметил LI, L3, L5, L6, L7, и L8), диагональные ткани(сети) (отметили W2, W4, W5, и W6), и verticals (отметили V2, V4,
и V6). Чтобы оценивать полное государство(состояние) напряжения по трубчатым GFRP элементам, два
заканчиваются, трубчатые взаимные секции были instrumented для каждого заинтересованного(обеспокоенного) аккорда
основания (отметили L2 и L4), диагональные ткани(сети) (отметили W1 и W3), и пару verticals (отметили VI и V3, V5 и
V7). Расстояние между трубчатыми взаимными секциями L2 (или L4) и L3, и W1 (или W3) и W2, измеренный
приблизительно 500 mm и 350 mm, соответственно; В то время как это от VI (или V5) и V3 (или V7) к
соответствующей взаимной секции середины, измеренной приблизительно 250 mm и 300 mm, соответственно.
Трубчатые взаимные секции аккордов основания и диагональных тканей(сетей), представленных в числе(фигуре)
рассматривались по руководству(направлению) " запад на восток ", принимая во внимание, что таковые verticals
рассматривались в руководстве(направлении) " вершина к основанию " по трубе. Напряжения, вынужденные(вызванные)
395
в алюминии orthotropic палуба и центральный connectors не рассматривались в течение
этого испытания. После
поддержания статических грузов, прикладных на каждом уровне погрузок, постоянном для приблизительно 15min,
смещение и данные напряжения было synchronously, зарегистрированный двумя статическими системами приобретения
данных индикатора напряжения, связанными последовательно с компьютером.
10.5 м.
LC-1
25 kN 25 kN 3m
262.5 kN-м. 262.5 kN-м.
( B)
20 kN
LC-2
Рис. 7. Схемное решение изгибающегося момента моста, подвергнутого (a) обычный груз изгиба с четырьмя пунктами;
и (b) переданный под мандат кодекс, перемещая груз грузовика.
241.425 kN-м. 267 kN-м.
30 kN
3.3. Экспериментальные результаты
3.3.1. Структурная деформация
В течение экспериментов, никакое остаточное смещение не было исследовано в структуре после погрузки. Развитие
искаженных форм близнеца треугольная связка палубы girders моста опытного образца подготовлено в рис. 10 при
условиях(состояниях) увеличения прикладного на - и грузах " от оси ". Положительная вертикальная ось в рис. 10
представляет вертикально нисходящую деформацию, непосредственно зарегистрированную электронными датчиками
смещения, установленными по GFRP аккордам основания. Должно быть отмечено, что сказал, что деформации в
поддержках два конца довольно маленькие, и поэтому пренебрегал. Как ожидается, вертикальные деформации оба
отделились, треугольный girders наблюдались(соблюдались), чтобы увеличить с396увеличением на - и-или от - оси
статические вертикальные грузы. На каждом уровне погрузок, искаженные формы обоих треугольного girders
демонстрировали однородный параболический профиль, симметрический относительно пункта(точки) midspan, где
максимальная вертикальная деформация моста опытного образца наблюдалась(соблюдалась). Под " на оси " погрузка,
два треугольного girders, демонстрируемый почти идентичные вертикальные деформации с несоответствиями
заказа(порядка) 5.5-10.5 %, которые, как рассматривалось, были главным образом вызваны возможными не-идеальными
погрузками " на оси ", то есть, погрузки с незначительным(младшим) torsional моментом.
Под " от оси " погрузка, однако, вертикальные деформации сказанного треугольного girders демонстрировали большое
несоответствие с различиями в их соответствующих вертикальных деформациях, являющихся заказа(порядка) 47.1-50.1
% и рассмотрели, чтобы быть главным образом произведен к torsional моментам, вынужденным(вызванным)
погрузками " от оси " на эксцентричном расстоянии 0.3 м. от центра - линия. Вследствие таких torsional моментов,
левый и правильный треугольный girders демонстрировал обратные деформации когда переместиться(заме&) в
нисходящих и восходящих руководствах(направлениях), соответственно. В существующем случае, вследствие линейно
добавленного результата(влияния) ответа деформации, вынужденного(вызванного) положительными грузами изгиба и
torsional моментами, вертикальная деформация левого треугольного girder под " от оси " погрузка была большая
сравненная с наблюдаемым(соблюдаемым) " на оси " погрузка. Напротив, вертикальная деформация правильного
треугольного girder при тех же самых условиях(состояниях) погрузки была меньшая сравненная с
наблюдаемым(соблюдаемым) под " на оси " погрузка. На прикладном уровне погрузок 80 kN, например, вертикальная
деформация в midspan левого треугольного girder демонстрировала несоответствие 25.4 mm под " от оси " и погрузок "
на оси "; в то время как таковой правильного треугольного girder демонстрировал соответствующее несоответствие
8.6 mm. Наконец, при погрузках " от оси ", вертикальная деформация левого треугольного girder была намного большая
сравненная с таковым правильной коллеги(копии) (отнесите рис. 10 (b)).
Рис. 11 иллюстрирует рост вертикального смещения в середине промежутка моста опытного образца, смещения,
непосредственно зарегистрированные электронным датчиком смещения D4. Под обоими сценариями погрузки,
измеренные данные, демонстрируемые линейно упругое поведение близнеца треугольный girders; то есть, полный мост
опытного образца демонстрировал государство(состояние), находящееся в пределах линейно упругого диапазона, как
ожидается. Под " на оси " погрузка, наклонные ценности 1.49 x 106N/m и 1.38 x 106N/m были рассчитаны через линейное
приспособление измеренных данных, зарегистрированных для левого и
Портальный подъемный кран
Погрузка установки
Погрузка установки /
397
Мост опытного образца
Стальные блоки
Конец поддержка
Экспериментальная структура и испытательная установка
Мост опытного образца
Стальная клавиатура
Timberbed
Сталь, несущая пластину
Правильный треугольный girders, соответственно. Вышеупомянутые ценности наклонов обеспечивают оценку(смету)
составной структурной неподвижности моста опытного образца. Если размерный результат(влияние) длины
промежутка исключен из сказанной средней составной структурной неподвижности, полная неподвижность изгиба
моста опытного образца с 24 м. могла бы быть рассчитана равной 4.05 x 10s N-m3. Должно быть отмечено, что полная
неподвижность изгиба моста с 24 м. - приблизительно таковой 7.96 разы первоначальной версии с 12 м. (величина
последний, являющийся 5.09 x 107Nm2) [39], таким образом демонстрируя эффективность оптимизации и
перепроектировать процедуру, выполненную в этом изучении. Отмеченный, что как определено в кодексе проекта [52],
воздействие живет, грузы не рассматриваются в отклонениях. Максимальное смещение моста опытного образца,
измеренного в 80 kN было равно 57.9 mm. После того, в соответствии с линейными отношениями, максимальное
смещение при проекте живет, груз 50.86 kN мог бы быть рассчитан, чтобы быть 36.8 mm, который находится в
пределах допустимого предела отклонения (L/ от 150 до 160 mm) рекомендуемый кодексом проекта [53]. Под " на оси "
погрузка, максимальное отклонение, поскольку отношение длины промежутка, разделенной отклонением было
определено, чтобы быть приблизительно 652.
Под " от оси " погрузка случая, очевидное несоответствие (относительно наблюдений, сделанных в рис. 10) было
398
идентифицировано в тех кривых ответа смещения груза, демонстрировал большое
несоответствие в величинах
смещения между двумя треугольным girders. На прикладном уровне погрузок 80 kN, например, вертикальные смещения из
двух треугольного girders, измеренного приблизительно 79.6 mm и 49.3 mm-a несоответствие 30.3 mm. В существующем
случае, ценность максимального эксцентричного magnifier фактора (фактор распределения) для моста с 24 м.,
подвергнутого несимметрическим vehicular грузам движения была определена, чтобы быть 1.43. Основанный на
величине несоответствия между вертикальными смещениями левого и правильного треугольного girders, поперечные
углы склонности палубы в midspan моста были определены, чтобы быть 0.22 Ё, 0.44 Ё, 0.66 Ё, и 0.87 Ё передающий
четырем уровням погрузок. В соответствии с линейными отношениями, максимум torsional угол в
обслуживании(службе) живет, груз 50.86 kN был 0.55 Ё (0.97) %, который был намного меньший сравненный с
соответствующим допустимым пределом 5.74 Ё (10) %, как рекомендуется [53]. Дополнительно, максимальное
отклонение моста в обслуживании(службе) живет, груз 50.86 kN был определен, чтобы быть 51. 1mm, который также
находится в пределах допустимого предела отклонения (L/ от 150 до 160 mm) [53]. Максимальное отклонение как
отношение длины промежутка, разделенной отклонением было определено, чтобы быть приблизительно 470.
Основанный на вышеупомянутых расчетных ценностях torsional углов, соответствующих каждому уровню погрузок,
torsional момент к ответу нормы(разряда) torsional половины промежутка моста опытного образца с 24 м. мог бы
быть рассчитан, как
( A)
F/2 F/2
Запад
Восток
\Я
V? >
V
?Gи
^ D6-R
D6-L
D5-R
D5-L
"Я
D7-L/R
Я"
399
Dl-L/R
Я
D4-L/R
D2-L/R
Ik*^ D4-R
D7-R
D2-R
Доллар
D4-L
D3-L
D2-L
Dl-L
D7-L
Я
Электронный датчик смещения
Рассмотренный по руководству(направлению) " запад на восток "
( B)
F/2
F/2
Восток
Запад
400
Я
H
?O
КОМПАНИЯ
Правильный треугольный girder
\l
И
IX
1
1
1
L6 L7 L8? E
U
BЈЬ
A
?A
Ы
\
1
1-Л 1
1
1
1
401
• f]
1
X\ W4
X
№
?
1
Я ?
1J И 1 ?
LI L2 L3 L4 L5
Рассмотренный по " запад на восток "
1
1-
??
L\l/T\
/
\
/
S
/
\
/
\и
XL/ТЧ
/1
Левый треугольный girder
402
A-2
HJ
Я
?O
КОМПАНИЯ
A-l
Шаблон Напряжения
Рассмотренный по руководству(направлению) " запад на восток "
Взаимная секция
Рис. 9. Схемное решение схемы аппаратуры измерения (a) деформации и напряжения (b).
Рассмотренный по руководству(направлению) " запад на восток "
Иллюстрированный в рис. 12. Должно быть отмечено, что в вышеупомянутом простом вычислении кривой ответа,
эксцентричное расстояние, соответствующее " от оси " вертикальный случай погрузки измерило 0.3 м., и передачу
torsional момент M0 5 действие на половине промежутка моста опытного образца измеренная половина общего
количества torsional момент (М. = Fx 0. 3m) непосредственно вынужденный(вызванный) " от оси " вертикальная
погрузка Fs. Рис. 12 демонстрирует почти линейное изменение(разновидность) кривой ответа. Посредством линейного
приспособления, наклон линейной кривой ответа был определен, чтобы быть 167.2 kN-m2/deg., таким образом
обеспечивая оценку(смету) полной torsional жесткости моста опытного образца с 24 м.. Отмечено, что сказанная
полная torsional жесткость улучшенного моста с 24 м. наблюдалась(соблюдалась), чтобы быть намного большей
сравненной с таковым первоначальной версии с 12 м. (согласно [49], первоначальный экземпляр с 12 м. обладал torsional
403
жесткостью, измеряющей только приблизительно 100.1 kN-m2/deg для установленной
единицы экземпляра консоли,
подвергнутого чистому torsion). Эти благоприятные демонстрируемые результаты, что предложенный близнец
треугольные структуры мог бы соответственно наняться(использоваться) как связка girders предложенного легкого
чрезвычайного моста, характеризованного большей неподвижностью изгиба и torsional жесткостью.
0 3 6 9 12 15 18 21 24
0 3 6 9 12 15 18 21 24
Местоположение электронных датчиков смещения по более низкому члену аккорда (m)
( B)
100
80-g- 60 E
R 40. A> E 8 20 ra a. К
Груз Off-оси
Груз Off-оси
D6-L D5-L D4-L D3-L D2-L
Dl-L
D6-R D5-R D4-R D3-R D2-R
Доллар
1-60? E
H40 Г < u
20 8 ra
Q.
И?
% 0-20
- 20
-10
100
^ t0
404
3.3.2. Распределение Напряжения в пределах GFRP элементов связки
100
80- 60- Z
?O
Ra о
40
2049.3 55.2 57.9
? - On-ось загружает -D4-L
• On-ось загружают -D4-R
* Груз Off-оси -D4-L? Груз Off-оси -D4-R
Рис. 11. Измеренное изменение(разновидность) в вертикальном смещении в midspan опытного образца соединяет при
увеличении на - и " от оси " статические погрузки.
79.6
0 10 20 30 40 50 60 70 80 Смещения в midspan (mm)
90
В неразрушающих испытаниях, описанных выше, взламывание металла и / или GFRP материалов ни
наблюдалось(соблюдалось), ни слышался в течение статической погрузки моста опытного образца с 24 м., и визуального
осмотра после того, как испытательное завершение показало, что никакое свидетельство(очевидность) трещин во
внешнем GFRP расщепляется и линии сварки. Рис. 13 изображает измеренное изменение(разновидность) в ответах
напряжения в некоторых представительских instrumented трубчатых взаимных секциях (L2, L3, и L6) GFRP аккордов
основания, как получено в течение размеров(измерений) напряжения от шаблонов напряжения unidirectional. Кривые
Напряжения груза для LI, L4, и L5 не представлены здесь, потому что они показали образцы, подобные таковым L2, L3,
и L6. Обратите внимание, что в каждой instrumented трубчатой взаимной секции, осевое напряжение 'осевой - E' было
определено как составляющий в среднем ценность продольных напряжений четырех пунктов(точек) А, В, C, и D,
непосредственно полученного от измеренных продольных напряжений. Изгибающееся напряжение в каждых
405 - E' от передачи, непосредственно
пунктах(точках) А, В, C, и D было получено, вычитая осевое напряжение 'осевое
измерил продольные напряжения пунктов(точек) А, В, C, и D, соответственно. Здесь, изгибающееся напряжение в
пунктах(точках) А, В, C, и D было упомянуто как 'bending-A', 'изгиб - B', 'изгиб - C' и 'изгиб - D', соответственно.
Последовательный с результатами, полученными для структурной деформации, все измеренные заговоры показали
почти линейный ответ, таким образом подтверждая, что мост демонстрировал структурное государство(состояние),
находящееся в пределах упругого диапазона, как ожидается. Как мог бы быть легко осознан, осевые напряжения
измерили намного больший в величине, сравненной с изгибом напряжений в не только промежуточное звено трубчатый
(L3 и L6) но также и конец (L2 и L4) взаимные секции. Изгибом напряжений поперек полной трубчатой взаимной секции
почти equaled ноль и можно было бы, поэтому, пренебрегать. Кроме того, под каждым сценарием погрузки,
измеренным трубчатый " взаимные расположенные секции " в той же самой доле аккорда основания (L2, L3, и L4) -@
наблюдались(соблюдались), чтобы перенести почти равный
15
Ui .
,
.
1 .
1 .
1 .
0.00 0.02
0.04
0.06
0.08
0.10
Torsional норма(разряд) (Градусы / м.)
Рис. 12. Измеренным torsional момент против torsional оценивают кривую для предложенного моста опытного образца.
Осевые напряжения, как желательно (отнесите рис. 13 (и b)). Эти демонстрируемые размеры(измерения), что под и на
- и погрузках " от оси ", все GFRP трубчатые аккорды основания в улучшенном мосте с 24 м. были подвергнуты почти
полные осевые государства напряжения. Государства Напряжения в этих trussed элементах вообще удовлетворяли
осевые механические характеристики unidirectional pultruded GFRP, соединения с низким хоронят - laminar, стригут
силу. Pultruded GFRP трубы мог бы, поэтому, рассматриваться соответствующим выбору как элементы аккорда
основания такой уникальной гибридной космической системы связки, подвергнутой различным условиям(состояниям)
погрузки.
Должно быть отмечено, что вышеупомянутое осевое напряжение, доминирующее над регулярностью предложенного
моста опытного образца с 24 м. - много подобного таковому первоначального экземпляра моста с 12 м., подвергнутого
положительным грузам изгиба и чистым испытаниям torsion [39,50], в чем трубчатые FRP члены аккорда основания
также вообще переносили государства с осевым напряжением. Сравненный с мостом опытного образца с 24 м.,
однако, большие напряжения изгиба существовали поперек всего трубчатого креста - секции около центрального joints в
конце элементов связки (L2 и L4) в первоначальном экземпляре моста с 12 м.. Этими напряжениями изгиба, очевидно,
нельзя пренебрегать. Было заключалось, что эти большие напряжения изгиба в406
первоначальном экземпляре моста с 12 м.
были главным образом вынуждены(вызваны) дополнительным изгибом моменты, вызванные при помощи
неудовлетворительных плоских металлических пластин (отнесите рис. 5 (a)). Поэтому, основанный на этом
соображении(рассмотрении), измеренные изгибающиеся напряжения в GFRP аккордах основания предложенного моста
опытного образца с 24 м. были особенно уменьшены, таким образом демонстрируя эффективность использования
улучшил плоские стальные пластины в структурном проекте и конфигурации (отнесите рис. 5 (b)). При помощи них
улучшил плоские стальные пластины, дополнительный изгиб, моменты около заканчиваются, центральный joints GFRP
элементов связки были эффективно уменьшены. В этом случае, поэтому, центральный joints наряду с их смежными
сложными долями с PTTCS мог бы быть защищен против результатов(влияний) возможно вредного
государства(состояния) выделения.
Кроме того, рис. 13 демонстрирует, что при погрузках " на оси ", осевые напряжения, вынужденные(вызванные) в
GFRP аккордах основания левой треугольной связки палубы girder (L3) почти идентичны, те вызвали в правильном
треугольном girder (L6), как ожидается (отнесите рис. 13 (b и c)). Это государство(состояние) напряжения
коррелирует хорошо с передачей вертикальных деформаций левого и правильного треугольного girders (отнесите рис.
11). Этот результат мог бы главным образом быть приписан симметрическим особенностям этой уникальной
структуры (включение пар треугольного girders поддержало laterally твердыми поперечными фигурными скобками)
подвергнутый симметрическим погрузкам " на оси " с положительными flexural моментами, таким образом
порождение симметрического осевого выделения к равным величинам и той же самой ориентации. Максимальное
различие между ценностями осевого напряжения, вынужденного(вызванного) в GFRP аккордах основания левого и
правильного треугольного girders, измеренного приблизительно 8.6 %, который, как полагают, будет главным образом
вызван к крошечным torsional моментам в пределах экспериментальной структуры вследствие не-идеальных погрузок "
на оси " испытательной установки.
При погрузках " от оси ", однако, ценности осевого напряжения демонстрировали большое несоответствие между
левыми и правильными аккордами основания. Осевое напряжение в левом аккорде основания (L3)
наблюдалось(соблюдалось), чтобы быть намного большим сравненным с этим в соответствующем аккорде права (L6).
Например, при прикладной погрузке с четырьмя пунктами 80 kN, осевое напряжение, развитое в левом аккорде
основания, измеренном приблизительно 2.3 раза это вызвало в одном праве. Этот результат(влияние) мог бы главным
образом быть приписан относительно большому torsional моменту, произведенному прикладным асимметричным " от
оси " вертикальная погрузка. В соответствии с torsional механизмом, наблюдаемым(соблюдаемым) в первоначальном
экземпляре моста с 12 м. [49,50], когда предложенная уникальная структура с 24 м. была подвергнута чистому torsional
моменту (F x 0.3 N-m), близнец, треугольный girders наблюдались(соблюдались), чтобы подвергнуться symmetric
деформациям наряду с вертикальным изгибом по напротив (то есть., Вверх и вниз) руководства(направления), таким
407
образом заканчивающиеся созданием symmetric государств с осевым напряжением
с равной величиной но
противоположной ориентацией в левых и правильных аккордах основания. Соответственно, левые и правильные
аккорды основания наблюдались(соблюдались), чтобы перенести растяжимые и сжимающие осевые напряжения,
соответственно. Впоследствии, через использование линейного принципа суперположения(суперпозиции) наряду с
вышеупомянутыми симметрическими осевыми государствами напряжения - наблюдаемыми(соблюдаемыми) под " на оси
" погрузка, осевые напряжения, вынужденные(вызванные) в структуре при погрузках " от оси " были наконец
рассчитаны. Это было, поэтому, заключено, что осевые напряжения, вынужденные(вызванные) в аккордах основания
моста опытного образца с 24 м. при погрузках " от оси " могли бы рассматриваться суперположением(суперпозицией)
напряжений, произведенных к положительным flexural моментам, созданным грузом " на оси " F и torsional моментах (F
x 0.3 N-m) произведенным несимметрическими вертикальными грузами. В существующем случае, осевое напряжение,
вынужденное(вызванное) в левом аккорде основания под " от оси " погрузка измеренного больший сравненный с
вынужденным(вызванным) под " на оси " загружающий (отнесите рис. 13 (b)). Напротив, осевое напряжение,
вынужденное(вызванное) в правильном аккорде основания под " от оси " погрузка измеренного меньший сравненный с
вынужденным(вызванным) под " на оси " загружающий (отнесите рис. 13), как подтверждено, передавая вертикальные
деформации из двух треугольного girders (относят Рис. 10 и 11).
Чтобы далее иллюстрировать вышеупомянутые результаты, внутренние осевые силы, вынужденные(вызванные) в
левых и правильных аккордах основания, как получено от измеренных осевых напряжений, подготовлены и сравнены в
рис. 14 (a). Тем временем, D-оценивает (ценность различия) внутренних осевых сил, вынужденных(вызванных) между от
- и на - погрузках оси иллюстрируются для и левых и правильных аккордов основания (отнесите рис. 14 (b)). Как
изображено в рис. 14 (a), при погрузках " на оси ", внутренние осевые силы, вынужденные(вызванные) в левых и
правильных аккордах основания обладают почти равными величинами, принимая во внимание, что при погрузках " от
оси ", довольно большое несоответствие существует между внутренними осевыми силами,
вынужденными(вызванными) в левых и правильных аккордах основания, как подтверждено вышеупомянутыми
государствами с осевым напряжением. Кроме того, может наблю&(соблюдаться), что в левом аккорде основания,
внутренняя осевая сила, вынужденная(вызванная) в течение " от оси " погрузка намного большая сравненная с
вынужденным(вызванным) в течение " на оси " погрузка. В правильном аккорде основания, напротив, внутренняя осевая
сила, вынужденная(вызванная) в течение " от оси " погрузка меньшая сравненная с вынужденным(вызванным) в течение
" на оси " погрузка. В левом аккорде основания, внутренние осевые силы, вынужденные(вызванные) под мерой погрузок "
от оси " приблизительно 1.22-1.37 разы вызвали при погрузках " на оси ". Соответственно, в правильном аккорде
основания, осевые силы, вынужденные(вызванные) под мерой погрузок " на оси " приблизительно 1.21-1.38 разы вызвали
при погрузках " от оси ". Как ясно изображено в рис. 14 (b), D-оцен&, соответствующие левому аккорду основания почти symmetric относительно тех соответствующий правильному аккорду (то есть, равняются величине, но
408
противоположному признаку(подписи)), который коррелирует хорошо с регулярным
образцом,
наблюдаемым(соблюдаемым) в первоначальном экземпляре с 12 м. когда подвергнуто чистому испытанию torsion [50].
Это обнаружение далее иллюстрирует точность torsional механизма для этой уникальной структуры, включающей
близнеца, zотделил треугольную связку палубы girders [49,50]. Чистые torsional моменты, произведенные грузами
движения " от оси " действующий на полный мост могли бы просто быть анализир&(расчленены) в вертикальный изгиб
близнеца треугольная палуба - связка girders с двумя треугольным girders отношение(поведение) положительных и
отрицательных flexural моментов, независимых от друг друга.
100 80 60 40CBJD A
Изгиб - изгиб - В изгибающий - С изгибающий - D осевой - E
-20 - 10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Напряжения (MPA)
CDIBA
Груз " на оси " - L2
Изгиб - изгиб - В изгибающий - С изгибающий - D осевой - E
-20 - 10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Напряжения / MPA
( A)
100 - J
8060?
40T3
20О
1-1
0-
409
-20^ 0- (b)
КИКИ Wl?
100
-20 - 10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Напряжения (MPA)
8060 40DCIAB
Груз " на оси " - L3
Изгиб - изгиб - В изгибающий - С изгибающий - D осевой - E
" 3 20 - | о? J
0 - 20- ^ 0
L-1 2 j 4 Ileftgirder
- | -i - |-i - |-. - |-i - |-. - |-i 1-я - |-i - |-i-r
-20 - 10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Напряжения (MPA)
( C)
100 80 60
5? 40 20
О? J
0-20 -40DCAB
410
Груз " от оси " - L6
Изгиб - изгиб - В изгибающий - С изгибающий - D осевой - E
L- 5 J
Право girder a
-i - |-i - |-i - |-i - |-i - |-i - |-i - |-i - |-i - |-i - |-i - |Груз " на оси " - L6
" Изгиб " bending-В изгибающий - С изгиб - D осевого - E
КИКИ
Кики W
L- 5 6
Rieht t
Право girder a
-20 - 10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
Напряжение (MPA)
-20 - 10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Напряжения (MPA)
Рис. 13. Измеренный ответ напряжения груза GFRP аккордов основания в предложенном мосте опытного образца, (a)
L2 (;) b L3; (c) L6.
Вышеупомянутое наблюдаемое(соблюдаемое) несоответствие между двумя различными сценариями погрузки
указывает, что в предложенной уникальной системе соединения гибрида, torsional результаты(влияния), вызванные
несимметрическими грузами движения играют существенную роль в определении структурной деформации структуры
также как государств с осевым напряжением элементов связки. Снова, основанный на государствах с осевым
напряжением GFRP элементов аккорда основания из двух треугольного girders, ценность максимального фактора
распределения для предложенного моста опытного образца с 24 м., подвергнутого несимметрическим vehicular грузам
движения могла бы быть определена, чтобы быть приблизительно в диапазоне 1.29-1.38.
Рис. 15 демонстрирует измеренные ответы напряжения груза в представительской instrumented трубчатой взаимной
секции (D3) GFRP диагональных тканей(сетей). Вследствие космических ограничений, кривые, соответствующие
411
другим instrumented трубчатым взаимным секциям GFRP диагональных тканей(сетей)
не представлены здесь, так как
они демонстрировали подобные регулярные образцы и
( А) Ю0 8060-ЫЕ? 40 " " 3 20
A
0 - 20 -40
-20Off-L6 on-L3 on-L6 off-L3
Груз " от оси " - L3 загружает " от оси " - L6 груз " на оси " -L3 груз " на оси " -L6
L3/L6
-30 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 Внутренних осевых силы (kN)
L3 L6
20 40 60 80 100
? УМКИ
L3/L6
-40-100 -80 -60 -40 -20
D-ценность внутренней осевой силы (kN)
Рис. 14. Измеренные внутренние осевые силы, вынужденные(вызванные) в GFRP аккордах основания предложенного
моста опытного образца, (a) Измеренные результаты; (b) D-ценность.
Рис. 15. Измеренный ответ напряжения груза для GFRP диагональных тканей(сетей) в предложенном опытном образце
соединяет под грузами (a) " на оси " и грузах (b) " от оси ".
Результаты. Как очевидно изображено в числе(фигуре), осевые напряжения во всех трубчатых диагональных
тканях(сетях) были почти равны нолю. Это могло бы главным образом быть приписано структурной конфигурации
instrumented элементов связки в течение на - и " от оси " сценарии погрузки с четырьмя пунктами. При погрузках " на
оси ", instrumented элементы, расположенные между двумя пунктами(точками)412погрузки, как рассматривалось,
находились в чистой области(регионе) изгиба. В этом случае, эквивалент, стригущий силу в треугольной связке палубы
girder, который был отвергнут диагональными тканями(сетями), equaled ноль. Поэтому, осевые силы в пределах этих
диагональных элементов ткани(сети) почти приблизились к нолю. Как уже заявлено, torsional момент (F x 0.3 N-m)
произведенный при погрузках " от оси " может просто быть анализир&(расчленен) в вертикальный изгиб близнеца
треугольный girders. Также, instrumented GFRP диагональные ткани(сети) в чистой области(регионе) изгиба также
переносят крошечные осевые напряжения. Таким образом, через использование линейного принципа суперналожения,
осевые напряжения в пределах GFRP диагональных тканей(сетей) в экспериментальном мосте опытного образца при
погрузках " от оси " могли бы быть определены, чтобы быть нулевыми.
Тем временем, рис. 15 ясно демонстрирует, что подобный GFRP аккордам основания, весь instrumented GFRP
диагональные ткани(сети) переносят крошечные напряжения изгиба поперек полной трубчатой взаимной секции, не
только в промежуточном звене но также и конце взаимные секции. Экспериментальные результаты, представленные
здесь коррелируют хорошо с, те получили для первоначального экземпляра моста с 12 м., подвергнутого положительным
грузам изгиба и чистым испытаниям torsion [39,50], в чем изгиб подчеркивает, что существуют в промежуточном
звене и конце, доли трубчатых элементов также очень маленькие. Снова, как обозначено ранее в рис. 13 относительно
GFRP аккордов основания, младший, изгибающий - государства напряжения GFRP элементов связки демонстрирует
эффективность улучшенных местных центральных конфигураций в сокращении дополнительного изгиба, момент около
заканчивает центральный joints и смежные сложные доли GFRP элементов связки. Детальные исследования
распределений напряжения в пределах вертикальных GFRP элементов не представлены здесь, потому что их регулярные
образцы и результаты анализа демонстрируют тенденции, подобные таковым GFRP диагональные ткани(сети).
Наконец, все заговоры в Рис. 13-15 демонстрируют почти линейные отношения между прикладным грузом и передачей
осевого напряжения, вынужденного(вызванного) в трубчатых GFRP элементах, таким образом указание предложенного
моста опытного образца с 24 м. испытывает упругий ответ. Обратите внимание, что, как определено в кодексе
проекта [52,53], заключительные результаты напряжений должны быть определены, чтобы быть, поскольку ценности
в 100 % Живут Груз плюс Воздействие. В этом случае, линейным interpolation, максимальное напряжение,
непосредственно вынужденное(вызванное) в пределах GFRP аккордов основания в мосте опытного образца,
подвергнутом 57 kN (= 50.86 kN x 1.122, i.e,. Живущийся груз (LL) умножается на коэффициент воздействия д) может
быть пропорционально определен, чтобы быть 67.1 MPA, который является приблизительно 5.1 % окончательного
напряжения. Эта ценность максимального напряжения намного меньшая сравненная с этим соответствующий
окончательному напряжению GFRP соединений (отнесите Стол 1). Как уже заявлено, однако, измеренная максимальная
вертикальная деформация опытного образца моста была приблизительно 31.9 % позволенного предела отклонения. Это
поведение подразумевает, что структурный проект предложенного гибридного FRP-МЕТАЛЛА космического
413
прохождения моста связки на - и грузах движения " от оси " является также управляемым
неподвижностью вместо
управляемого силой.
4. Сравнение среди экспериментальных, аналитических и конечных результатов элемента
4.1. Упрощенная аналитическая модель
Extant занятия(изучения) [39,47-51] выполненный на первоначальном экземпляре моста с 12 м. исследовал несущий груз
механизм для уникальной гибридной структуры космической связки тропинки близнеца, включающей пары треугольной
связки палубы girders. Эти занятия(изучения) установили аналитические модели и передачу теоретических формул,
чтобы обеспечить выполнимый метод точно предсказать линейно упругие механические поведения, типа отклонения и
напряжения, уникальной структуры моста, подвергнутой flexural и грузам torsional под государством(состоянием)
предела эксплуатационной надежности. Основанный на них предварительно установил аналитические модели,
структурный проект, и соответствующие вычисления были выполнены в течение предварительной стадии проекта
предложенного моста опытного образца с 24 м..
В соответствии с [39], когда гибридная структура космической связки тропинки близнеца подвергнута
положительному flexural моменту, это демонстрирует комбинаторную собственность изгиба обычных плоских связок
и лучей типа T-. Предлагается, что этот тип гибридной структуры должен быть разработан(предназначен) в
соответствии с критерием неподвижности вместо критерия силы. Деформации и FRP аккордов основания и
диагональных тканей(сетей) играют важную роль в сопротивлении полному отклонению. Предлагается, что стригут
деформацию структуры, должен также рассмотреться при проектировании сопротивляться изгибающимся грузам.
Дополнительно, палуба моста orthotropic обладает сложным государством(состоянием) напряжения поддержка
осевого сжатия, вызванного полным грузом изгиба наряду с местным сжатием, вызванным грузами колеса. Государства
Напряжения аккордов основания, диагональных тканей(сетей), и verticals идентичны таковому плоской связки. В
существующем анализе, местные свертки, вызванные грузами колеса, результат(влияние) стригло - задержки палубы
моста, и незначительного(младшего) дополнительного изгиба моменты, вынужденные(вызванные) в пределах элементов
связки около центрального joints исключены. Каждая треугольная связка палубы girder пространственного моста
опытного образца с 24 м. могла бы, поэтому, быть упрощена как просто-поддержанная аналитическая модель с
плоской связкой, подвергнутая сконцентрированным изгибающимся грузам F (в hinged узлах), как изображено в рис. 16.
В предложенном мосте опытного образца с 24 м., все продольные лучи " я напечатают " и тонкие плиты orthotropic
палубы были упрощены как верхние аккорды плоской связки с идентичными используемыми материалами, взаимно частными областями, и осевыми ценностями неподвижности. Три оригинал verticals в том же самом вертикальном
самолете был преобразован(конвертирован) вертикальным членам упрощенной плоской связки с идентичными взаимно частными областями и осевой напряженностью - ценности неподвижности сжатия. Соответственно, оригинал GFRP
аккорды основания и диагональные ткани(сети) в мосте опытного образца с 24414м. был, соответственно, упрощен,
чтобы стать аккордом основания и диагональными элементами ткани(сети) в упрощенной плоской модели.
Рассмотрение отношения частных(секционных) глубин элементов связки к их длинам передачи было определено, чтобы
быть меньше чем 1/10 в дополнение к крошечным вторичным напряжениям, вынужденным(вызванным) в узлах [54], все
узлы были приняты, чтобы быть frictionless стержнями. Основанный на этом упростил аналитические образцовые,
вертикальные отклонения в полном мосте опытного образца и внутренних осевых силах в FRP аккордах основания,
диагональные ткани(сети) и verticals могли бы быть удобно рассчитаны в соответствии с классическими
структурными механическими принципами.
В соответствии с [49], когда предложенная гибридная структура космической связки тропинки близнеца подвергнута
чистому torsional моменту M-n,, близнец, треугольный girders демонстрируют, полностью изменял вертикальные
поведения изгиба с равными смещениями / и вращающимся компанией torsional ответом с равной формой 0.
Распределения Напряжения в трубчатых FRP членах главным образом подвергли осевым силам,
наблюдались(соблюдались), чтобы быть почти симметрическим между двумя треугольным girders. Государства
Напряжения экспериментальной структуры наблюдались(соблюдались), чтобы быть подобными таковым flexural
модели, хотя различно от такового один треугольного girder, подвергнутого чистому torsion [47,48]. Благоприятное
осевое государство(состояние) напряжения было главным образом определено вертикальным грузом изгиба
треугольного girders. Torsional момент MTD прикладной к полной структуре был отвергнут комбинацией
результата(влияния) " вертикальный груз изгиба " 2MTB (отвергнутый F " с грузом, zвооружают от у/ до 2 m) и
результат(влияние) torsional 2MTS из двух треугольного girders, действующего через твердые поперечные фигурные
скобки (отнесите рис. 17). Из вышеупомянутых результатов(влияний), вертикальный изгиб загружает F " из двух
треугольного girders, пожертвованного приблизительно 94 % общего количества torsional реакция, предлагаемая полной
структурой (то есть, 2MTB = 0. 94Mtd). Сохранение 6 % был пожертвован результатом(влиянием) torsional 2Мга из
два girders, и можно было бы, таким образом, пренебрегать в течение вычислений. Следовательно, в течение
предварительной стадии проекта предложенного моста опытного образца с 24 м., подвергнутого движению загружает
F, совокупность torsional момент M-n, (= F x 0.3 N-m) полной структуры могла бы просто быть анализир&(расчленена)
в вертикальный изгиб, загружает F " (= 2Mtb/vO перенесенный двумя треугольным girders, как изображено в рис. 18.
После того, вертикальные деформации треугольного girders и внутренних осевых сил, вынужденных(вызванных) в FRP
элементах могли бы быть рассчитаны в соответствии с вышеупомянутыми аналитическими моделями треугольного
girders. Полная torsional деформация структуры может наконец быть получена посредством простых геометрических
отношений.
Соответственно, когда предложенный мост опытного образца подвергнут на - движении оси, загружает F без
оригинальности, вертикальные отклонения в пределах полной структуры, и внутренние осевые силы,
415
вынужденные(вызванные) в GFRP элементах могли бы непосредственно быть рассчитаны,
используя упрощенную
аналитическую модель с плоской связкой. Когда мост был подвергнут грузам движения " от оси " F с максимальной
оригинальностью 0.3 м., прикладные грузы F могли бы быть преобразованы(конвертированы) в вертикальный изгиб,
загружает F (F = F) и torsional момент Мто (= Fx 0.3 N-m). Под вертикальными грузами F, механическое
выполнение(работа) каждого треугольного girder могло бы быть непосредственно получено, используя упрощенную
модель с плоской связкой. Под torsional моментом 2MTB (= 0.94 x Мто), механическое выполнение(работа) каждого
треугольного girder могло бы также быть рассчитано, используя упрощенную модель с плоской связкой, подвергнутую
вертикальному изгибу, загружает F " (= 0.94 x M-n, /!). В конечном счете, когда развитый мост был подвергнут грузам
движения " от оси " F (соединил flexural-tor- sional загружающий условие(состояние)), полный линейно упругие
механические поведения, типа тех относительно отклонения и осевой силы, мог бы быть рассчитан через линейное
суперположение(суперпозицию) F и F ". Полный torsional искаженная форма моста опытного образца мог бы быть
впоследствии рассчитан через простой геометрический анализ.
4.2. Конечная модель элемента
Структурный проект предложенного моста опытного образца с 24 м. также проводился посредством конечного
элемента (FE) модель. Основанный на конечном - процессе моделирования элемента первоначального экземпляра моста с
12 м. [39,48,50], трехмерная модель моста опытного образца с 24 м. была построена, используя ANSYS 12.0-@ общего
назначения с конечным элементом анализ программное обеспечение - как изображено в рис. 18. В течение процесса
моделирования, Обстреляйте -63 элемента с линейными функциями формы, и изгибающиеся способности
наймутся(использовались), чтобы моделировать тонкие алюминиевые пластины orthotropic палубы. Одновременно, Луч 188 элементов с превышающим сжатием напряженности и изгибающимися способностями использовался, чтобы
моделировать профили типа crisscrossing " я " алюминия orthotropic палуба; верхние поперечные стальные фигурные
скобки; закончите поперечные алюминиевые фигурные скобки; и трубчатые GFRP аккорды основания, диагональные
ткани(сети), и verticals. Гибрид PTTC и дополнительные плоские пластины клина в межчастном(межсекционном) joints
между сцепляющимися GFRP элементами был упрощен и оформлен, используя доли, подобные, те использовали для
передачи GFRP трубы. Моделировать стержень joints мужских кувшинов и женских челюстей между двумя смежными
модулями, " НЕПРИНУЖДЕННОСТЬ ENDREL- " -a специальная команда, нанятая(используемая), чтобы определить
набор соединенных градусов(степеней) свободы. В образцовом конечном элементе, если сроки(термины) неподвижности
напряжения Луча элемента -188 были включены. Обобщенным Hoo- законные отношения ke's для линейно упругих
анизотропных и isotropic материалов использовались как учредительные материальные законы для pultruded GFRP
профили и металлические элементы, соответственно. Механические свойства pultruded GFRP и стальных профилей,
используемых как входы к законам обобщенного Хук, внесены в список в 1 Столе. Нелинейные материальные поведения не
рассмотрелись, потому что вынужденные(вызванные) напряжения остались в пределах допустимого линейного
416членов не также рассмотрелись в
диапазона напряжения. Проблемы(выпуски) относительно buckling сжимающих
модели с конечным элементом. Просто - поддержанные граничные ограничения и загружающие условия(состояния)
были определены в
Алюминий orthotropic палуба объединенный
Nonal объединенный
GFRP диагональ ткани(сети) ^ GFRP аккорд основания GFRP вертикальный
Первоначальная единица с 6 м. гибридного космического моста связки
Упрощенная модель с плоской связкой треугольного girder
< От 2 до 1.5 м.
Плоская единица связки с 6 м.
< От 2 до 1.5 м.
< От 2 до 1.5 м.,
< От 2 до 1.5 м.
GFRP диагональ ткани(сети) GFRP аккорд основания
Рис. 16. Схемное решение упрощенной аналитической модели с плоской связкой моста опытного образца, подвергнутого
положительным грузам flexural.
// М. / >/
Конец поддержка
Конец поддержка
24 м.
Соответствие с вышеупомянутыми статическими испытаниями погрузки в полном масштабе. 4.3. Сравнение
механических действий
Эта секция стремится экспериментально к исследованию выполнимости вышеупомянутых аналитических и конечных
методов элемента для использования в предварительной процедуре проектирования моста с 24 м., развитого в этом
изучении. Рис. 19 изображает сравнение экспериментальных результатов, конечных ценностей элемента, и
аналитических решений относительно вертикальных смещений структуры, подвергнутой на - и " от оси " погрузка
сценариев. Для случая относительно погрузок " на оси ", рис. 19 (a) демонстрирует хорошее соглашение среди трех
линейных кривых, полученных через эксперименты, конечную модель элемента, 417
и аналитическую модель. Например, в 80
kN, различие между экспериментальными результатами и конечными предсказаниями элемента, измеренными
приблизительно 11.4 %, в то время как соответствующее различие максимума между экспериментальными
результатами и аналитическими предсказаниями, измеренными грубо 6.1 %. Ценности Смещения, предсказанные
аналитическими и конечными моделями элемента наблюдались(соблюдались), чтобы быть большими сравненными с, те
сделали запись в течение экспериментов; конечный элемент и аналитические модели был, поэтому, рассмотрен, чтобы
иметь " по предсказанному " вертикальные деформации. Другими словами, реалистическая полная неподвижность
изгиба экспериментальной структуры большая сравненная с предсказанным конечным элементом и аналитическими
моделями.
Когда мост опытного образца был подвергнут " от оси " погрузка, рис. 19 (b) демонстрирует, что для левого (L)
также как права (R) треугольный girders, экспериментальная кривая смещения груза демонстрирует хорошее
соглашение с конечным элементом и аналитическими результатами. В 80 kN, максимальное различие между
экспериментальными и аналитическими результатами, передающими налево и правильным треугольным girders
измерило только 4.5 % и 6.7 %, соответственно, в то время как это между экспериментальными и конечными
результатами элемента, соответствующими той же самой паре girders измерило 3.5 % и 5.2 %, соответственно. Еще
раз, кажется, имеется последовательная тенденция, подобная тому, наблюдаемому(соблюдаемому) в рис. 19 (a).
Смещения, предсказанные аналитическими и конечными моделями элемента большие сравненные
Я
0. 3ml F
1. 2m
1. 2m
0. 8m
2. 0m
Аналитическая модель
418
MTD = 2MTB + 2MTS
K=>
MTR = F " Xw '/2
Torsion структуры тропинки близнеца
I/
Изгиб треугольного girder
-M.
TS
Vj
1
\
\'
/
\0
F
\'
/
/ Torsion треугольного girder
Рис. 17. Схемное решение упрощенной аналитической модели моста опытного образца, подвергнутого чистому torsion.
К тем сделал запись в течение экспериментов. Конечный элемент и аналитические модели мог бы, поэтому,
рассматриваться, чтобы оценить слишком высоко ценности структурных деформаций при погрузках " от оси ".
419 большая сравненная с предсказанным
Фактическая torsional неподвижность экспериментальной структуры, поэтому,
конечным элементом и аналитическими моделями. Ввиду наблюдаемой(соблюдаемой) последовательности в тенденциях,
сравнения между torsional-моментом и кривыми torsional-по курсу не включены здесь.
Различия, упомянутые выше могли бы главным образом быть приписаны сложным местным структурным деталям
фактической структуры, которая, возможно, хорошо моделировалась или смоделирована конечным элементом и
аналитическими моделями, типа деталей относительно мужских кувшинов и женских челюстей, реалистические
центральные ценности неподвижности PTTCS (с уникальной гибридной конфигурацией) наряду с дополнительными
плоскими пластинами клина, дополнительные местные структуры палубы моста, и так далее. Например, вследствие
сложных местных устройств, гибридных конфигураций, специальных материальных свойств, несовершенного
connectors, и производственных погрешностей в фактической экспериментальной структуре, реальный joints элементов
связки не мог бы рассматриваться как идеальные твердые узлы в модели конечного элемента или идеале hinged узлами в
аналитической модели. Кажется, что в дополнение к экспериментальным ошибкам, различия могли бы также быть
вызваны пренебрегающимися результатами(влияниями) погрузки, обеспеченными к torsional моменту 2Мте
вынужденный(вызванный) в двух треугольном girders, несходства в границе вынуждают(ограничивают),
пространственный
Результаты(влияния), и другие местные устройства в конечном элементе или упрощенных аналитических моделях.
Незначительные(младшие) несоответствия, вообще, указывают, что установленный конечный элемент и упрощенные
аналитические модели с плоской связкой мог бы использоваться, чтобы точно предсказать полный изгиб и torsional
деформации в предложенном гибридном FRP-МЕТАЛЛЕ мосте с космической связкой под государством(состоянием)
предела эксплуатационной надежности. Выше сравнений указывают, что для такой гибридной структуры моста, PTTC
и их дополнительных плоских пластин клина мог бы непосредственно быть упрощен и представлен как доли, подобные
таковым передачи GFRP трубы.
Рис. 20 подарков сравнение экспериментального, аналитического и конечного элемента кончается относительно
внутренних осевых сил, вынужденных(вызванных) в GFRP аккордах основания моста опытного образца с 24 м.,
подвергнутого двум различным сценариям погрузки. Вследствие космических ограничений и незначительных(младших)
ценностей несоответствий, сравнения относительно внутренних осевых сил, вынужденных(вызванных) в GFRP
диагональных тканях(сетях) не подготовлены в этой бумаге. Как ясно наблюдается(соблюдается) в рис. 20, для каждой
instrumented трубчатой взаимной секции аккорда основания, экспериментальные, аналитические и конечные кривые
элемента демонстрировали хорошее соглашение друг с другом. При условиях(состояниях) погрузок " на оси ",
наблюдаемое(соблюдаемое) максимальное различие между конечным элементом и экспериментальными результатами,
измеренными приблизительно 2.9 %, в то время как это между аналитическими и экспериментальными результатами,
измеренными грубо 4.2 %. Аналогично, при погрузках " от оси ", наблюдаемое(соблюдаемое) максимальное различие
420 приблизительно 10.6 %
между конечным элементом и экспериментальными результатами, измеренными
( A)
Рис. 18. Конечная модель элемента экспериментального моста опытного образца.
Pinjoints Погрузка
100
В то время как это между аналитическими и экспериментальными результатами, измеренными приблизительно 3.1 %.
Полагается, что различие в ценностях наклона между фактической экспериментальной структурой и построено,
аналитические и конечные модели элемента могли бы главным образом быть приписаны вышеупомянутым причинам,
типа не-идеально смоделированных сложных местных структурных деталей, граница вынуждает(ограничивает),
пространственные результаты(влияния), и другие местные устройства. Несоответствие Предела указывает, что
аналитические и конечные модели элемента, нанятые(используемые) в этом изучении могли бы быть утверждены как
быть эффективный в точно предсказании осевых государств напряжения предложенного моста опытного образца.
5. Резюме и заключения
Это изучение было выполнено, поскольку часть проекта континуума, сосредоточенного на развитии эффективного
легкого vehicular критического положения соединяет выполнимый для действия по широкому диапазону прикладных
грузов и доступный в различных выборах промежутка. К этому концу, развитию также как выполнению(работе)
легкого моста опытного образца, который исследует, эксплуатационные преимущества, предлагаемые уникальной
модульной гибридной GFRP-МЕТАЛЛОМ структурной системой с космической связкой был описаны в этой рукописи.
Предложенный мост опытного образца, который был повторно разработан(повторно предназначен) основанным на
оптимизации короткого промежутка оригинала (12) м. экземпляр моста, был предназначен, чтобы быть легким,
обладать более длинным промежутком, и быть звук structurally. Сказанный чрезвычайный мост включает четыре
модуля, измеряет 24 м. в промежутке, и обладает способностью противостоять грузу грузовика, весящего 50 kN в то
время как мост непосредственно веса приблизительно 6.2 тонн. Удивительно низкий вес единственного(отдельного)
модуля (1.54 тонны) особенно привлекателен для чрезвычайных целей, которые требуют, чтобы структуры были
легкими, таким образом облегчая транспортирование в частях через тяжело загруженные вертолеты или маленькие
грузовики. Другие требования включают уменьшенную установку и монтаж время также как низкие затраты
обслуживания когда нанято(используется) в действиях помощи в бедствии, особенно в изолированных ландшафтах
горы, в чем критические ситуации могут происходить, и случаи(дела), в чем много ограничений могут быть наложены.
Мост опытного образца с 24 м. был изготовлен и подвергнут к крупному масштабу - неразрушающая статическая
погрузка проверяет включение заявления(применения) на - и погрузках " от оси " чтобы исследовать линейно упругое
поведение структуры под государством(состоянием) предела эксплуатационной надежности. Мост демонстрировал
421
большое несоответствие в механическом поведении между двумя различными сценариями
погрузки. Признаваемым как
наиболее критический случай погрузки для чрезвычайного моста с главным влиянием на распределение груза среди связки
girders, боковое распределение живет - загружающего было назначено большая важность в течение проекта моста
опытного образца с 24 м.. Дополнительно, проект сказанного чрезвычайного моста был управляемый неподвижностью и
нет
80
? Экспериментальные результаты • Конечный элемент кончаются Аналитические решения
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Смещения в midspan (mm)
- Экспериментальные результаты - L
- Конечные результаты элемента - L
- Аналитические решения - L
- Экспериментальные результаты - R
- Конечные результаты элемента - R
- Аналитические решения - R
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Смещения в midspan (mm)
20
Рис. 19. Сравнение экспериментального, конечного элемента, и аналитических результатов вертикального смещения в
midspan предложенного опытного образца соединяет под грузами (a) " на оси " и грузах (b) " от оси ".
( A)
100 - |
8060-
422
40V -?
•a
20О
HJ
0-20-40Груз Off-оси
50
100 150 200
Экспериментальные результаты Конечный элемент кончаются Аналитические решения
50 100 150 200 Внутренних осевых силы (kN)
Экспериментальные результаты Конечный элемент кончаются Аналитические решения
Левый girder
ШЖ
K оставил girder
L-L 2 34 ~ я
250
250
Внутренняя осевая сила (kN)
423
( B)
250
Экспериментальные результаты Конечный элемент кончаются Аналитические решения
1 оставил girder
50 100 150 200
Внутренняя осевая сила (kN)
250
? - Экспериментальные результаты • - Конечные результаты элемента - Аналитические решения
50 100 150 200
Внутренняя осевая сила (kN)
Левый girder
( C)
250
Экспериментальные результаты Конечные результаты элемента - Аналитические решения
-i
1
1
R50 100 150 200
424
Экспериментальные результаты Конечный элемент кончаются Аналитические решения
50 100 150 200
Внутренняя осевая сила (kN)
Право girder*
Право girder4
250
Внутренняя осевая сила (kN)
Рис. 20. Сравнение экспериментального, конечного элемента, и аналитических результатов внутренних осевых сил,
вынужденных(вызванных) в GFRP аккордах основания предложенного моста опытного образца, (a) L2 (;) b L3; (c) L6.
Управляемый силой. Экспериментальная структура моста демонстрировала удовлетворительный полный изгиб и
torsional rigidities-измеряющий 4.05 x 10s N m2 и 167.2 kN-m/deg, соответственно - относительно критического
положения vehicular заявления(применения) моста. Ценности максимального фактора распределения полного моста
опытного образца, подвергнутого ООН - симметрические vehicular грузы движения были определены, чтобы быть 1.43.
GFRP элементы связки главным образом наблюдались(соблюдались), чтобы противостоять осевым силам, ценности
которых демонстрировали хорошее соглашение с осевыми механическими характеристиками типа вытеснения
unidirectional GFRP, соединения с низким хоронят - laminar, стригут силу. Они были, поэтому, рассмотрены
соответствующими заявлению(применению) в сказанной гибридной системе, обладающей структурной формой с
космической связкой. Хорошее напряжение заявляет в пределах GFRP демонстрируемых труб
Выполнимость и эффективность оптимизированного центрального joints PTTCS, таким образом улучшая государства
напряжения сложных элементов и их гибридных связей. Достижение благоприятных демонстрируемых результатов,
что улучшенная версия первоначального экземпляра с 12 м. могла бы соответственно использоваться как связка girders в
предложенном легком чрезвычайном мосте с более длинным промежутком.
Чтобы позволять сравнения с экспериментальными результатами, конечный элемент и аналитические исследования
проводился основанным на конечном элементе и упрощен аналитические модели, предварительно установленные для
первоначального экземпляра моста с 12 м., включающего пары треугольной связки палубы girders. Выявляемые
сравнения, выполненные в терминах вертикальных смещений и осевых сил члена, демонстрируемая эффективность
425
трехмерного конечного элемента и упрощенных аналитических моделей когда используется
для выполнения
структурных вычислений относительно крупномасштабной суперструктуры моста. В течение предварительных
структурных вычислений и процедур проекта предложенного легкого чрезвычайного моста, подвергнутого соединенный
flexural-torsional загружающие условия(состояния), линейно упругое механическое поведение структур под
государством(состоянием) предела эксплуатационной надежности могло бы быть предсказано, используя конечный
элемент и аналитические методы с достаточной точностью, включая полную деформацию полной структуры наряду с
внутренними осевыми силами, вынужденными(вызванными) в пределах GFRP элементов связки. Результаты,
представленные в этой работе, как ожидается, внесут ценное понимание, который в свою очередь, могли бы далее
вести к развитию подобных легких структурных систем.
Подтверждения
Это исследование было поддержано Естественными Основами Науки Jiangsu Области (BK20170752), Национальная
Естественная Основа Науки Китая (51708552), Молодого Отборного Субсидирования(покровительства) Ученого, и
Постдокторского Предоставления Основы Науки Китая (2017M623401). Вся расширенная(продленная) поддержка с
благодарностью подтверждена.
Приложение A. Дополнительный материал
Дополнительные данные к этой статье(изделию) могут быть найдены диалоговыми в https: // doi. org/10.
1016/j.engstruct.2019.109291.
Ссылки(рекомендации)
Compos Sci Технический 2009; 69 (ll-12):1896-903.
[ 17] Zhou YZ, Раздуйте HL, Jiang КБ, Gou MK, Li N, Zhu PC, и другие Экспериментальные flexural поведения CFRP
усилили алюминиевые лучи. Compos Struct 2014; 116 (9):761-71.
[ 18] Gand AK, Chan TM, Mottram JT. Gvil и структурные технические заявления(применения), недавние тенденции,
исследование и достижения на pultruded волокне укрепило полимер закрытые секции: обзор. Фронт Struct Civ Eng 2013; 7
(3):227-44.
[ 19] Correia МЛАДШИЙ, Bai Y, Keller T. Обзор поведения огня(пожара) pultruded GFRP структурные профили для
заявлений(применений) гражданского строительства. Compos Struct 2015; 127:267-87.
[ 20] Zhao XL, Zhang L. Современных обзора на FRP усилил стальные структуры. Eng Struct 2007; 29:1808-23.
[ 21] Kim YJ. Штат практика FRP соединений в мостах шоссе. Eng Struct 2019; 179:1-8.
[ 22] Satasivam S, Feng P, Bai Y. Сложные действия в пределах стальных - FRP сложных систем луча с новой слепой
задвижкой стригут связи. Eng Struct 2017; 138:63-73.
[ 23] Teng JG, Zhang SS, Chen JF. Модель Силы в течение конца закрывает(охватывает) отказ(неудачу) разделения в RC
лучах, усиленных с поверхностным установленным (NSM) FRP полосы. Eng Struct 2016; 110:222-32.
426
[ 24] Kong B, Cai CS, Kong X. Тепловых анализа собственности и заявления(применения)
GFRP групп к составным
мостам границы. Eng Struct 2012; 41:126-35.
[ 25] Sonia YA, Джулия DC, Томас К. Система поперечный " в самолете " стрижет неподвижность pultruded GFRP
палубы моста. Eng Struct 2016; 107:34-46.
[ 26] Wang X, Shi JZ, Wu G, Yang L, Wu ZS. Эффективность basalt FRP сухожилия для укрепления RC лучей через
внешнюю prestressing технику. Eng Struct 2015; 101:34-44.
[ 27] Wang X, Wu ZS. Оценка FRP и гибрида FRP телеграммы(кабели) для высшего качества длинный промежуток
телеграммы(кабеля) - осталась мосты. Compos Struct 2010; 92:2582-90.
[ 28] Hu N, Feng P, Dai GL. Структурное художественное прошлое, существующее и будущее. Eng Struct 2014; 79:40716.
[ 29] Hu N, Dai GL, Yan B, и другие Недавнее развитие проекта и строительства среды и долго охватывает
быстродействующие железнодорожные мосты в Китае. Eng Struct 2014; 74:233-41.
[ 30] Xiong B, Lin GC, Zhang YT, и другие Изготовление и изгибающий отношение(поведение) анализа
способности(вместимости) объединенной производственной сложной связки. J Harbin Inst Technol 2014; 46 (5):46-50.
[ 31] Feng P, Tian Y, Qin ZP. Статическое и динамическое поведение моста связки, сделанного FRP pultruded профили.
Indust Constr 2013; 43 (6):36-41.
[ 32] Bai Y, Keller T. Модальная идентификация параметра для GFRP моста пешехода. Compos Struct 2008; 82 (1):90-100.
[ 33] Bai Y, Yang X. Романа, объединенные для собрания все-сложных космических структур связки: концептуальный
проект и предварительное изучение. J Compos Constr 2013; 17:130-8.
[ 34] Yang X, Bai Y, Звенят FX. Структурное выполнение(работа) крупномасштабной космической структуры(рамки)
собрало использование pultruded GFRP соединения. Compos Struct 2015; 133:986-96.
[ 35] Hagio H, Utsumi Y, Kimura K, Takahashi K, Itohiya G, Tazawa H. Развитие космической структуры связки,
использующей стеклянное волокно укрепило пластмассы. Продвинутые Материалы для Строительства Мостов, Зданий,
и Другого Structures-Ш. Разработка Конференций Международный Inc; 2003.
[ 36] Matharu NS, Mottram JT. Равнина и threaded отношение(поведение) сил для проекта bolted связей с pultruded FRP
материал. Eng Struct 2017; 152:878-87.
[ 37] Feo L, Marra G, Mosallam КАК. Анализ Напряжения много-bolted joints для FRP pultruded сложные структуры.
Compos Struct 2012; 94:3769-80.
[ 38] Wu C, Feng P, Bai Y. Сравнительное изучение на статическом и действия усталости pultruded GFRP joints
использование обычных и слепых задвижек. J Compos Constr 2015; 19 (4):04014065.
[ 39] Zhang DD, Zhao QL, Huang YX, Li F, Chen HS, Miao DS. Flexural свойства легкой гибридной FRP-АЛЮМИНИЯ
427
модульной космической связки соединяют систему. Compos Struct 2014; 108:600-15.
[ 40] Dauner HG, Decorges G, Oribasi A. Lully viaduct ^ сложный мост со стальной связкой трубы. J Constr Сталь Res
1998; 46 (l):67-8.
[ 41] Han ЛЮФТГАНЗА, Xu W, Он SH, Tao Z. Flexural поведение бетона заполнил сталь трубчатый (SFST) аккорд к
полой трубчатой связке фигурной скобки: эксперименты. J Constr Сталь Res 2015; 109:137-51.
[ 42] Xu W, Han ЛЮФТГАНЗА, Tao Z. Flexural поведение изогнутого бетона заполнил стальные трубчатые связки. J
Constr Сталь Res 2014; 93:119-34.
[ 43] Wang RH, Li QS, Luo QZ, и другие Нелинейный анализ стали соединения связки пластины girders. Eng Struct 2003; 25
(ll):1377-85.
[ 44] Machacek J, Cudejko М. Сталь Соединения и бетон соединяет связки. Eng Struct 2011; 33 (12):3136-42.
[ 45] Huang WJ, Lai ZC, Chen ВС, и другие Экспериментальное поведение и анализ prestressed заполненной бетоном
стальной трубы (CFT) связка girders. Eng Struct 2017; 152:607-18.
[ 46] Huang YF, Briseghella B, Zordan T, и другие Колебание стола проверяет на оценку сейсмического
выполнения(работы) творческого легкого моста с CFST сложной связкой girder и пирсом решетки. Eng Struct 2014;
75:73-86.
[ 47] Zhang DD, Huang YX, Zhao QL, и другие Оценка torsional механизма в соответствии с аналитическим решением к
гибридной FRP-АЛЮМИНИЮ треугольной структуре связки палубы. Реклама Struct Eng 2016; 19 (5):871-9.
[ 48] Zhang DD, Zhao QL, Li F, и другие Экспериментальное и числовое изучение torsional собственности гибридной FRPАЛЮМИНИЯ модульной треугольной структуры связки палубы. Eng Struct 2017; 133:172-85.
[ 49] Zhang DD, Li F, Zhao QL, и другие Аналитические решения torsional механизма для гибридного FRP-АЛЮМИНИЯ
моста связки места тропинки близнеца. Реклама Struct Eng 2016; 19 (12):1832-40.
[ 50] Zhang DD, Zhao QL, Li F, и другие Torsional поведение гибридного FRP-АЛЮМИНИЯ космического моста связки:
экспериментальное и числовое изучение. Eng Struct 2018; 157:132-43.
[ 51] Zhang DD, Li F, Shao F, и другие T Оценка эквивалента, изгибающего неподвижность в соответствии с
упрощенным теоретическим решением к FRP-АЛЮМИНИЮ структуре связки палубы. KSCE J Gv Eng 2019; 23 (l):36775.
[ 52] Китай Национальный Военный Стандарт. Груз Проекта для Военных Мостов (GJB 435-88); июнь 1988 [в
Китайце].
[ 53] Китай Национальный Военный Стандарт. Общий Кодекс для Военного Проекта Моста (GJB 1162-91); июнь 1992
[в Китайце].
[ 54] Bao SH, Гонг YG. Структурная механика. Wuhan: Wuhan Университет Пресса(печати) Технологии; 2006.
1 алюминий
428
24
6 9 12 15 18 21 24
0 3 6 9 12 15 18 21
Местоположение электронных датчиков смещения по более низкому члену аккорда (m)
Рис. 10. Измеренное изменение(разновидность) в вертикальных деформациях близнеца треугольная связка палубы girders
при увеличении статических грузов, (a) грузы On-оси; (b) загружает " от оси ".
[ 11]
Robinson MJ, Kosmatka JB. Развитие укрепленного волокном сложного моста с коротким промежутком для
чрезвычайного ответа и военных заявлений(применений). J Соединяет Eng 2008; 13:388-97.
[ 12] Kosmatka JB. Структурное испытание DARPA/BIR сложного армейского моста. Compos Struct 1999; 44 (2-3):99115.
[ 13] Wight RG, ЕгИ М., Shyu СГ, и другие Развитие FRP складного моста с коротким промежутком экспериментальные результаты. J Соединяет Eng 2006; ll (4):489-98.
[ 14] Род L. Проектирование tensegrity модули для мостов пешехода. Eng Struct 2010; 32 (4):1158-67.
[ 15] Feng P, Ye LP, Teng JG. Laige-промежуток ткущаяся структура ткани(сети), сделанная укрепленного волокном
полимера. J Compos Constr 2007; ll (2):110-9.
[ 16] Раздувают HL, Jin FN, Fang DN. Характеристика результатов(влияний) края сложных структур решетки.
1 Соответствующий автор. Адресы Электронной почты: zhangdodol986 sohu.com (D. Zhang), yaru419828 163. com (Y.
Lv).
Https: // doi. Org/10. 1016/j.engstruct.2019.109291
Полученный 8 июня 2018; Полученный в пересмотренной форме 8 июня 2019; Принимающийся 8 июня 2019 0141-0296/ ©
2019 Elsevier Ltd. AH сохраненные права.
2 Представление и фон(подготовка)
Быстро складные системы соединения - хорошие кандидаты на использование в чрезвычайных спасательных
операциях, провеимых после естественных и человеческое-вызванных [1] бедствий. Эти мосты обладают
характеристиками являющийся легко и быстро транспортируемый, установленный, и удаленный для повторного
использования на многократных участках. Однако, вследствие развития критических ситуаций и выпуска ограничений в
пределах воздействующихся бедствием областей, особенно, что в изолированных областях(регионах) горы, существуя
prefabricated чрезвычайные мосты наряду с их связанными тяжелыми машинами и транспортными средствами может
находить это трудным к доступу воздействующимся участком, таким образом причиняя ненужные задержки в
Клавиатура блока
4
Brittani RR, Ashley ЗАПЯТАЯ. Портативный и быстро складные мосты: исторические перспективные и недавние
достижения технологии. J Соединяет Eng 2013; 18:1074-85.
[ 2] Chikahiro Y, Ario я, Nakazawa М. Теория и изучение проекта моста типа ножниц в полном масштабе. J Соединяет
429
Eng 2016; 21 (9):04016051.
[ 3] Foss CI ', Gander TJ. Военные транспортные средства Джейн и материально-техническое обеспечение. Surrey,
Великобритания: Информационная Группа Джейн; 2001.
[ 4] Sedlacek G, Trumpf H. Развитие легкого чрезвычайного моста. Struct Eng Int 2004; 14 (4):282-7.
[ 5] Teixeira AMAJ, pfeil ГОСПОЖА, Battista RC. Структурная оценка GFRP связки girder для складного моста. Compos
Struct 2014; 110 (4):29-38.
[ 6] Iwao S, Itaru N. Несущие груз свойства моста FRP после девяти лет выставки. В: CICE 2010 - 5-ая международная
конференция по FRP соединениям в гражданском строительстве, 27-29 сентября, Пекине, Китай; 2010.
[ 7] Kostopoulos V. Проекта и строительство моста vehicular, сделанного стакана / полиэстера pultruded лучи коробки.
Пластмассы Rubbers Compos 2005; 34 (4):201-7.
[ 8] Veuve N, Safaei SD, Кузнец IFC. Активный контроль(управление) для середины связи промежутка складного tensegrity
пешеходного моста. Eng Struct 2016; 112:245-55.
[ 9] Thrall АГЕНТСТВО АП, Adriaenssens S, Paya-Zaforteza я, и другие Редактирование-основанные подвижные мосты:
методология проекта и три новых формы. Eng Struct 2012; 37:214-23.
[ 10] Lederman G, Вы Z, Glisic B. Новый складной привязанный мост арки(дуги). Eng Struct 2014; 70:1-10.
----------------------------------------------------- --------------------Разработка Структур 196 (2019) 109291
Разработка Структур 196 (2019) 109291
D. Zhang, и al
Разработка Структур 196 (2019) 109291
D. Zhang, и al
Разработка Структур 196 (2019) 109291
4
3
430
D. Zhang, и al
Разработка Структур 196 (2019) 109291
D. Zhang, и aL Технические Структуры 196 (2019) 109291
8
9
Я
( A)
D. Zhang, и aL
Разработка Структур 196 (2019) 109291
5
( A)
D. Zhang, и aL
Разработка Структур 196 (2019) 109291
( A)
D. Zhang, и aL
Разработка Структур 196 (2019) 109291
12
431
13
D. Zhang, и al
Разработка Структур 196 (2019) 109291
10
D. Zhang, и al
Разработка Структур 196 (2019) 109291
D. Zhang, и al
Разработка Структур 196 (2019) 109291
Li
Li
( A)
D. Zhang, и aL
Разработка Структур 196 (2019) 109291
432
( A)
D. Zhang, и aL
Разработка Структур 196 (2019) 109291
16
13
D. Zhang, и al
Разработка Структур 196 (2019) 109291
12
D. Zhang, и al
Разработка Структур 196 (2019) 109291
D. Zhang, и al
Разработка Структур 196 (2019) 109291
30
29
433
ResearchGate
См. обсуждения, stats, и профили автора для этой публикации в: https: // www.researchgate.net/publication/336182 517
Развитие легкого чрезвычайного моста, использующего GFRP-МЕТАЛЛ сложную связку пластины girder
Статья(изделие) в Разработке Структур? Октябрь 2019
DOI: 10. 1016/j.engstruict.2019.109291
ЦИТАТЫ
19
ЧИТАЕТ
235
4 автора, включая:
DongdongZhang Армия Технический Университет PLA
43 ПУБЛИКАЦИИ 393 ЦИТАТЫ
Yaru Lv
Hohai Университет
27 ПУБЛИКАЦИЙ 561 ЦИТАТЫ
TM5
434
СМ. ПРОФИЛЬ
СМ. ПРОФИЛЬ
Некоторые из авторов этой публикации также работают на этих связанных проектах:
Проектный(строительный) Проект основы груды в объединяющемся основание(земля) Представление(вид) проект
' Roject Легкий и Модульный структуры Представление(вид) проект
Все содержание после этой страницы было uploaded Dongdong Zhang 17 сентября 2020.
Пользователь требовал повышение от разгруженного файла.
ELSEVIER
Оглавления, доступные в ScienceDirect
Структуры Разработки
Журнал homepage: www.elsevier.com/locate/engstruct
Развитие легкого чрезвычайного моста, использующего GFRP-МЕТАЛЛ сложную связку пластины girder
Dongdong Zhang1 ' *, Пряжа Lv2 *, Qilin Zhaoc, Feng Lia
Колледж Разработки Области(поля), Университет Эми Енгиниринг ofPLA, Nanjing 210007, Китай
H>
Ь Колледж Механики и Материалов, Hohai Университет, Nanjing 210098, Китай
РЕЗЮМЕ
C Колледж Механических и Разработка Власти(мощи), Nanjing Университет Технологии, Nanjing 211816, Китай
ИНФОРМАЦИЯ СТАТЬИ(ИЗДЕЛИЯ)
435
Keywords: Мост технический Чрезвычайный Гибрид моста структурирует Разборную связку Pultruded GFRP
Механический ответ Статическое неразрушающее испытание
Проект легкого критического положения vehicular мост, включающий GFRP-МЕТАЛЛ сложную связку пластины girder
и измерение 24 м. в промежутке сообщен. Сказанный мост был разработан(предназначен) основанным на оптимизации
первоначального экземпляра моста с 12 м.. Мост, так развитый, предназначен, чтобы быть легким, structurally звук с
модульной выполнимостью, и представителем строительства, которое является меньшим количеством времени,
потребляя полный и полностью эксплуатирует преимущества, предлагаемые при помощи свойственного и
дополнительного pultruded GFRP материалы. Концептуальный проект и соображения(рассмотрения)
крупномасштабной структуры был сначала описан подробно. Впоследствии, неразрушающие испытания в полном
масштабе были выполнены на - и " от оси " статические погрузки, чтобы оценить фактический линейно упругое
механическое поведение опытного образца. Экспериментальные демонстрируемые результаты, что мост
удовлетворительно встретил требования силы, полной неподвижности изгиба, и torsional жесткости относительно
заявлений(применений) с чрезвычайным мостом. Будучи признаваемым как наиболее критический случай погрузки для
чрезвычайных мостов с главным влиянием на распределение груза среди связки girders, боковое распределение живет загружающего было назначено большая важность в течение проекта уникального моста. Тип вытеснения unidirectional
GFRP профили с высоко - продольным но низким стрижет силы, преобладающе подходящий для структур,
подвергнутых большим осевым силам, и, поэтому, соответствующий заявлению(применению) в предложенной гибридной
структурной системе. Благоприятные демонстрируемые результаты испытания, что предложенная улучшенная версия
первоначального концептуального проекта может соответственно использоваться как связка girder для нового легкого
чрезвычайного моста с более длинным измеренным промежутком. Предлагается, что такой гибридный мост, который
демонстрирует разумно хороший линейно упругое поведение под обслуживанием(службой), живет грузы, должен
также быть разработан(предназначен) в соответствии с критерием неподвижности. Передача конечного элемента и
аналитических исследований была выполнена и сравнена против экспериментальных результатов пока демонстрация
хорошего соглашения. Выявляемые сравнения указали, что установленные упрощенные аналитические модели и конечная
модель элемента (FEM) были, оба одинаково применимы для использования в предварительных структурных
вычислениях и проекте улучшенного моста под государствами в пределах предела эксплуатационной надежности.
Результаты, сообщенные здесь, как ожидается, будут делать ценный начальный вклад, который в свою очередь, могли
бы далее вести к развитию подобных легких структурных систем.
Выполнение помощи(облегчения) и-или [1] действий восстановления. Дополнительно, существующий prefabricated
436 пока они не существуют в
мосты типично требует широкой области строительства и берет долгое время,
государстве(состоянии) годный к употреблению [2,3]. Развитие новой системы соединения критического положения,
поэтому, существенно(необходимо) в стране подобно Китаю, который является склонным к естественным бедствиям
и включает обширное пространство громадных областей(регионов). Там существует к не только увеличивающий
подвижность но также и устранение вышеупомянутых проблем относительно строительства " на участке "
временных мостов. Также необходимо строить легкие системы соединения пока обеспечение высокой силы и
жесткости. Предыдущие исследования демонстрировали, что эти требования могли бы быть осознаны, используя
легкие структурные системы
Сделанный продвинутых сложных материалов [4-17].
Одна из наиболее многообещающих групп продвинутых сложных материалов для использования в мосте, техническое
строительство включает pultruded укрепленный волокном полимер (FRP) профили, которые находят увеличенные
заявления(применения) как альтернативы к традиционным материалам строительства вследствие их превосходных
желательных свойств высокого отношения " сила к весу ", достаточной длительности(долговечности), и удобству
использования [18-27]. Эти профили, изготовленные посредством рентабельных методов pultrusion-производства,
показывают постоянные взаимно - частные формы, подобные стандартным стальным профилям, и могли бы
использоваться как обещание несущих груза компонентов. Однако, потому что бродячее содержание обычно
перевешивает такового fibrics (варианты с волокнами выровняли поперечный к pultrusion руководству(направлению)),
наиболее анизотропные pultruded материалы обладают, сравнительно низко стригут неподвижность и силу [18],
которые предотвращают полное использование потенциала материала. Начиная с взаимно - частной высоты, и таким
образом промежуток лучей с твердой тканью ограничен, продвинутые системы связки используются, чтобы понять
большие длины промежутка [28,29]. Связанные элементы прута в связках по существу работают под осевой
напряженностью и сжатием и медведем очень немного flexural и стригут грузы. Они, поэтому, хорошо приспособлены к
анизотропным характеристикам pultruded FRP профили. Полная удовлетворительная ценность неподвижности могла
бы быть осознана на структурном уровне, таким образом давая компенсацию за свойственный недостаток
материальной неподвижности. Преимущества и материальных и структурных характеристик могли бы быть очень
расширены(продлены), таким образом облегчая дальнейшие сокращения структурного веса.
В недавних десятилетиях, много научно-исследовательских работ относительно объединения pultruded FRP профили в
системы связки постепенно были продвинуты для развития пешехода и мостов vehicular [4-7,30-35]. В частности
желательные особенности FRP связок рассмотрелись привлекательными в отношении строительства чрезвычайных
мостов, которые прежде всего требуют являющийся легким для легкого из транспорта(транспортировки) и должны
обладать благоприятными свойствами для противостояния vehicular грузы движения [4-7]. Предыдущие исследования
демонстрировали, что, вследствие относительно низкого продольного упругого437модуля pultruded GFRP материалы
(когда сравнено со сталью), структурные измерения профиля FRP связок часто управляются государствами предела
эксплуатационной надежности. В течение процедур проекта, главный вызов и соображение(рассмотрение) существует
относительно концепции соответствующих связей для этих prefabricated, ломкие, и анизотропные FRP профили с
открытыми или закрытыми взаимными секциями. Обычные методы нанятые(используемые) с сложной связью
включают bolted и липкие колени joints [18,31-37]. Однако, вследствие анизотропной характеристики pultruded профилей
с волокнами, устроенными главным образом по единственному(отдельному) руководству(направлению), несущая груз
способность(вместимость) этих основных jointing методов уменьшена, таким образом заканчивающийся
использованием негабаритных компонентов. Кроме того, bolted и липкие колени joints главным образом применяются к
плоским группам скорее чем трубчатые члены [34]. Чтобы адресовать эти проблемы(выпуски), некоторый новый
гибрид jointing подходы, основанные на стальном укреплении, был предложен [5-7,33-35,38], которые вносят много к
развитию тяжело загруженных FRP связок, использующих закрываемую - форму частные(секционные) профили.
Новая техника связи для jointing pultruded FRP трубы была задумана и впоследствии сообщена в [39]. Связь,
упомянутая как пред сжатая связь зубов (PTTC), вовлекает использование кольца - или зуб полоса-форменный
структурирует grooved в два конца FRP трубы пока одновременно хорошо-согласовываемый на внешней металлической
трубе и расширенный посредством внутренней металлической трубы через пригодное вмешательство.
Способность(вместимость) PTTC, чтобы передать(переместить) большие осевые силы приписана большему
interlaminar, стригут напряжение сложных материалов, сравненных с таковым чистой смолы. Radial сжимающее
напряжение, с другой стороны, увеличивает interlaminar, стригут силу. Основанный на вышеупомянутых продвинутых
связях, уникальная гибридная FRP-АЛЮМИНИЙ система с космической связкой была разработана(предназначена) в
форме модульных, быстро собрана, критическое положение соединяет представителя новой структурной формы и
гибридной концепции проекта. Сказанный мост показывает мост с одним переулком с длиной промежутка 12 м. и
может поддерживать vehicular, живут груз 100 kN. Мост непосредственно, однако, весит только 1200 кга (отнесите
рис. 1) [39]. Уникальная структура включает два, zотделил треугольную связку палубы girders, который противоречит
существующей отделенной стали или мостам железобетона [40-46] в терминах детальной структурной формы,
местной конфигурации, и используемых материалов. Каждый треугольный модуль включает алюминий orthotropic
палуба, поддержанная pultruded FRP трубчатые элементы. Изучите [39,47-51] относительно выполнимости, и
механическое выполнение(работа) этой уникальной структуры было выполнено через conduction статических
испытаний погрузки в полном масштабе, которые подтверждают благоприятный flexural и torsional
выполнение(работу) первоначального экземпляра. Тем временем, уместный конечный элемент и аналитические модели
был установлен, чтобы предсказать полную деформацию и государства напряжения структуры в течение
предварительной стадии проекта.
438
Гибридный мост представляет привлекательный выбор, который нужно использовать
для чрезвычайных целей.
Система могла бы легко транспортироваться тяжело загруженными вертолетами и установлена на многократных
участках. Однако, первоначальный экземпляр моста с 12 м., описанный здесь первый из вида, и был задуман, чтобы быть
главным образом применимым с коротким промежутком, таким образом ограничивая применимость и далее
popularization. Чтобы адресовать это ограничение, дополнительная система соединения длинного промежутка
желательна. Кроме того, предыдущее неразрушающее статическое испытание погрузки указало, что некоторые
конфигурации и компоненты первоначальной гибридной космической связки с 12 м. структурная система разумно не
была разработана(предназначена) и задумана. Например, оригинал hinged поперечные фигурные скобки между два
отделился, треугольная связка палубы girders разумно не была задумана (см. рис. 1). Первоначальный местный joints
хорошо не были также разработаны(предназначены), включая пластины клина центрального joints FRP элементов
связки, местный joints crisscrossing лучей алюминия orthotropic палуба, и алюминий, сваривающий линии используемого
connectors и orthotropic палубы. Чтобы преодолевать эти ограничения, первоначальный экземпляр моста с 12 м. должен
быть оптимизирован и заново разработан(предназначен), таким образом ведя к развитию новой гибридной FRPМЕТАЛЛА системы с космической связкой с более длинным промежутком.
Существующее изучение сосредотачивается на развитие легкого чрезвычайного моста, который обладает
преимуществами предварительно предложенной гибридной FRP-АЛЮМИНИЯ системы с космической связкой.
Предложенный мост был повторно разработан(повторно предназначен) и построен, чтобы измерить 24 м. в
промежутке и способен к поддержке обслуживания(службы) транспортного средства, живут груз (LL) из 50 kN.
Соображения(рассмотрения) Проекта и информация оптимизации предложенного моста были сначала описаны
относительно полного концептуального проекта, используемые элементы связки, и детализированы jointing
конфигурации наряду с их несходствами относительно первоначального экземпляра моста с 12 м.. После того,
неразрушающие испытания в полном масштабе были выполнены через заявление(применение) " на оси " статические
грузы изгиба, чтобы оценить фактический линейно резинку flexural поведение улучшенного моста опытного образца.
Тем временем, несимметрический " от оси " неразрушающие испытания были также выполнены, чтобы исследовать
соединенный flexural-torsion поведение структуры моста. Наконец, экспериментальные результаты были сравнены с
теми предсказанный трехмерным конечным элементом и предварительно установлены аналитические модели, которые
использовались, чтобы исполнить структурные вычисления относительно предложенного моста в течение
предварительной стадии проекта. Результаты, полученные в существующем изучении могли бы рассматриваться
благоприятными для продвижения развития и popularization предложенной продвинутой структурной системы.
2. Описание структурной системы
Там существует требование(спрос) на легкие чрезвычайные мосты, которые могут легко транспортироваться и
установлен в изолированных ландшафтах горы, которые предлагают многочисленные ограничения, под критическими
439
ситуациями. Пригодность(готовность) таких мостов становится " большее количество
" важной при существующем
prefabricated стальные чрезвычайные мосты, с их связанными тяжелыми машинами и переносом транспортных
средств, могла бы быть неспособна к доступу участок. Проект был предложен для обеспечения эффективного решения
этой проблемы через развитие легкого, с единственным промежутком, с единственным переулком vehicular
критического положения, мост-действующего по широкому диапазону груза и промежутка " выбора " использование
продвинутого pultruded GFRP материалы. В предыдущем изучении [39], уникальная гибридная FRP-АЛЮМИНИЙ
система с космической связкой была предложена, чтобы быть применимой для использования по короткому
промежутку 12 м. и груза vehicular 100 kN. Работа, представленная в этой бумаге была выполнена в пределах
структуры научно-исследовательской работы для
Развитие новых мостов с более длинными промежутками, основанными на перепроектируем и оптимизацией оригинала
12-m-span соединяет экземпляр.
, И ju < 0.15
( 1)
Важные требования для проекта нового чрезвычайного моста включают длину промежутка 24 м. и способности
нести грузовик с четырьмя колесами, весящий 50 kN (то есть, чрезвычайное обслуживание(служба) транспортного
средства живет, груз - 50 kN). Обслуживание(служба) живет, конфигурация груза, переданная под мандат в кодексе
проекта [52] иллюстрируется в рис. 2. В числе(фигуре), интервал оси i3 стандартного грузовика с четырьмя колесами 3.3 м., и соответствующий след колеса cj - 2.0 м. Груз gi обеспеченный передней осью - 30 kN, и груз, обеспеченный
обратной осью - 20 kN. И обратная ось и передняя ось утомится, следы - 0.25 x 0.2 m2. Коэффициент воздействия fi
приблизительно 0.122 рассматривался, который был рассчитан согласно (1) формуле, как определено в кодексе проекта
[52]. Структурный проект предложенного моста был выполнен в соответствии с генералом Китайца,
wнамереваются(проектируют) стандарт для чрезвычайных мостов [53]. Как определено в [53], мост был
разработан(предназначен) основанным на Допустимом Проекте Напряжения (ASD). В течение предварительной стадии
проекта, структурные вычисления для моста с 24 м., как ожидалось, будут выполнены, используя аналитические и
конечные модели элемента, предварительно установленные для первоначального экземпляра моста с 12 м. [39,47-51].
Детальная геометрическая информация предложенного моста наряду с несходствами относительно первоначальной
версии описана в Рис. 2 и 3.
1 15
и=-x
2 37.5 + L
Где L - длина промежутка разработанного(предназначенного) моста.
Предложенный мост показывает модульные характеристики и включает четыре модуля тропинки близнеца, каждое
440
измерение 6 м., 3.2 м., и 1.2 м. в длине, ширине, и глубине, соответственно. Сказанные
модули были jointed вместе через
использование мужских кувшинов и женских челюстей, оба сделанные стали. Пары гибридной FRP-МЕТАЛЛА
треугольной связки палубы girders были приняты, и laterally braced использование верхних стальных поперечных
фигурных скобок, таким образом обеспечение адекватной полной структурной неподвижности и боковой
стабильности. Верхние стальные поперечные фигурные скобки, которые обладали достаточной неподвижностью
изгиба, были помещены равномерно (приблизительно 1.458 m) по руководству(направлению) промежутка и показали
твердый jointing статус вместо оригинала hinged узлы в двух сторонах. Верхние и более низкие документы между два
отделились, треугольный girders измерил 0.8 м., и 2 м., соответственно, и каждый треугольный girder измерил 1.2 м. по
ширине. Должно быть отмечено, что, чтобы встретить(выполнить) требования проекта, глубина предложенного
моста с 24 м. превысила глубину с 0.85 м. первоначального экземпляра моста с 12 м.. Кроме того, чтобы увеличить
боковую стабильность и целостность(честность) структуры с 24 м., конец-поперечная фигурная скобка с плоской
алюминиевой конфигурацией связки была добавлена в два конца моста.
Гибридная треугольная связка палубы girder включала алюминий orthotropic палуба, поддержанная pultruded GFRP
элементы связки, включая аккорды основания, диагональные ткани(сети), и verticals (отнесите рис. 3). Алюминий
orthotropic палуба был отобран как палуба моста после главным образом к способности показать хорошие местные
сжимающие свойства и эффективно распределять напряжения, вынужденные(вызванные) сконцентрированным грузом
колеса поперек полной структуры. Палуба включала тонкое измерение плиты 4mm толстый, и ряд crisscrossing
профилей " я напечатают ". Для каждой модульной единицы треугольного girder, crisscrossing профили " я напечатают "
включенный 3 главных и 4 вторичных продольных членов с поперечным проведением расчетов 200 mm наряду с 5
главными и 4 вторичными взаимными членами с продольным проведением расчетов 729 mm. Обратите внимание, что,
чтобы улучшить государства напряжения палубы, главные продольные члены в два конца (отмеченный с красными
линиями в рис. 3 (b)) были усилены твердыми блоками прямоугольника; Эти усиленные доли обладали секциями креста
rectangular, измеряющими 100 mm и 50 mm по глубине и шириной, соответственно. Wrought алюминий 7005 был отобран
для здания этих профилей типа crisscrossing " я " и тонкие плиты, в то время как DB685 сталь использовалась в
изготовлении профилей " я напечатают " для верхних поперечных фигурных скобок между близнецом треугольный
girders.
И женский Алюминий челюсти verticals диагональные ткани(сети) FRP аккорды основания
1.2 М.
Алюминий orthotopic палуба 0. 6m. 1. 2m
441
1 рис.. Первоначальный экземпляр моста с 12 м., включающий гибридную FRP-АЛЮМИНИЙ систему с космической
связкой.
Тонкая плита в orthotropic палубе была хорошо сварена к профилям типа crisscross " я " в 90-mm интервалы,
использующие сварочную бусинку, измеряющую 60 mm. Чтобы получить надежную связь алюминиевых профилей " я
напечатают "
В этом изучении, bolting технология наймемся(использовалась) вместо алюминиевой технологии сварки линии,
используемой в течение изготовления первоначального экземпляра моста с 12 м.. Главные поперечные члены
алюминиевых профилей " я напечатают " были хорошо bolted к непрерывным главным продольным, использующим
задвижки с высокой силой и приложил пластины стали U-типа (отнесите рис. 4 (C4-C7)). Вместо приковываемых
связей, используемых в первоначальном экземпляре с 12 м., задвижки с высокой силой и приложенные стальные
пластины использовались, чтобы соединить главных продольных членов также как верхние мужские челюсти и женские
кувшины (отнесите рис. 4 (C1-C3)). Высокая сила M16 (метрическая нить, измеряющая 16 mm) и Q390 сталь была,
соответственно, отобрана как механические задвижки и листовой материал, который нужно использовать. Верхние
мужские челюсти и женские кувшины были сделаны стали (40Cr) с диаметром отверстия булавки, измеряющим 16 mm.
Сварочная технология использовалась в переходах вторичных сделанных алюминием продольных и поперечных членов с
главными; Концентрации напряжения в этих переходах наблюдались(соблюдались), чтобы быть относительно
маленькими. В существующем изучении, все главные и вторичные профили " я напечатают " были integrally,
построенный наряду с тонкой плитой.
Обслуживание(служба) живет конфигурация груза
= 30kN
2m
Как расценивают GFRP элементы связки, круглые трубы с двумя типами взаимных секций были отобраны. Аккорды
Основания и диагональные ткани(сети) включали круглый шланг трубки, измеряющий 104 mm во внешнем диаметре и 8
mm в стенной толщине. Вертикальные члены включали круглый шланг трубки, измеряющий 60 mm во внешнем диаметре
и 6 mm в стенной толщине. Эти pultruded сложные профили были выяснены бродячих и циновки E- стеклянных волокон,
характеризованных отношениями объема(издания) приблизительно 80 %. Фракции(доли) Волокна, измеренные
приблизительно 89.2 % в вес, приблизительно 80 % которого включал непрерывные продольные стеклянные волокна в то
время как сохранение 9.2 % включенное стеклянное волокно, бродячее и циновки. Винил ester смола был отобран как
липкая матрица. GFRP профили, используемые в этом изучении были снабжены Китаем Nanjing Jinglue FRP Компания,
Ltd. Продольные механические свойства GFRP труб и механических параметров металлических профилей внесены в
442
список в 1 Столе.
Детали "@"
0.8 М.
1. 2m
Рис. 2. Концептуальный проект опытного образца с 24 м. соединяет с развитой гибридной FRP-МЕТАЛЛОМ системой с
космической связкой, (a) Трехмерное представление; (b) взаимная секция.
1. 2m
Ввиду высокой эффективности связи РТГС [39], технология продвигаемой - связи наймемся(использовалась) в
предложенном гибридном мосте с 24 м., чтобы соединить трубчатые GFRP элементы и стальные профили. Детальная
конфигурация, несущий груз механизм, и производственная технология относительно кольцевое - форменного пред
сжатые зубы - структуры связи обеспечивается в [39]. Для использования в предложенном 24- м. мост, эти PTTCS был
заново разработан(предназначен) для jointing различных GFRP элементов связки, и их детальная информация внесена в
список в Столе 2, в чем РЕДАКТОР и ВЕС обозначает внешний диаметр и стенную толщину труб, соответственно. Все
кольцевое - форменные зубы grooved в GFRP трубах имеют размеры 20-mm широкий с местом углубления и глубиной,
измеряющей 5 mm и 2 mm, соответственно. Сталь Q390 и алюминий 7005 использовалась в изготовлении внешних и
внутренних труб, соответственно. Величина вмешательства обращается(относится) к ценности внутреннего
диаметра GFRP трубы, вычитаемой от внешнего диаметра внутренней алюминиевой трубы.
Стальная поперечная фигурная скобка
Мужской кувшин или женская челюсть
Алюминий orthotropic палуба
PTTC
Мужской кувшин или женская челюсть
GFRP вертикальная GFRP диагональная ткань(сеть) GFRP аккорд основания
( B)
Усиленный
443
A: B: C: D: E:
Рис. 3. Концептуальный проект модуля, составляющего мост опытного образца с 24 м., (a) Модульная единица; (b)
детали orthotropic соединяют палубу (все измерения в mm).
Главный продольный луч; Вторичный продольный луч; Главный взаимный луч; Вторичный взаимный луч; Поперечный луч.
Нормальное напряжение обращается(относится) к положительному напряжению radial, проявленному на сложных
зубах.
Через использование РТГС, переходы различных GFRP элементов связки с верхней алюминиевой палубой моста могли
бы быть легко осознаны, используя обычную сварку и bolting методы (отнесите рис. 4). В переходах между GFRP
элементами связки и алюминиевой палубой моста, GFRP трубы наряду с их связанным концом сталь PTTC структуры
была непосредственно сварена к пластинам стали U-типа алюминиевых лучей " я напечатают " при помощи некоторых
плоских стальных пластин (отнесите C1-C7 в рис. 4). В переходах между индивидуальными GFRP элементами связки,
внешние стальные трубы, включающие структуры РТГС различных элементов были также непосредственно сварены,
вместе используя плоские стальные пластины (отнесите C8-C10 в рис. 4). Эти плоские стальные пластины,
расположенные между пластинами стали U-типа палубы моста и внешних стальных труб измеренного PTTCS 2-mm
толстый и были сделаны
Q390 сталь. Вместо первоначальной версии, которая включала, высокая сила bolted связи, нить и сварочные технологии
была объединена вместе, чтобы присоединиться к концам внешних стальных труб, включающих PTTC аккордов
основания с более низкой мужской челюстью и женским кувшином (с диаметром отверстия булавки, измеряющим 40
mm). Steels-40Cr и 30CrMnSi, соответственно используемый для булавки объединенное и соответствующее отверстие
булавки.
Это должно быть отмечено, что, чтобы получить лучше механические свойства PTTCS и их соответствующих
местных центральных структур для предложенного сравненный мостом с таковыми первоначальных экземпляр-плоских
стальных пластин с 12 м., сваренных между GFRP диагональными тканями(сетями) и verticals и GFRP аккордами
основания обладал улучшенными структурами. Рис. 5 (a) и (b), соответственно, демонстрирует первоначальные и
улучшенные версии детальной местной центральной структуры, соответствующей C8 и C9 в рис. 4. Может
наблю&(соблюдаться) что в предложенном опытном образце моста, конец плоские пластины
Рис. 4. Детали jointing конфигураций в предложенном мосте опытного образца с 24 м..
444
Стол 1
Механические свойства сложных и металлических профилей, используемых в предложенном гибридном мосте.
Материалы
Тип
Сила CMPA)
E-модуль (GPA)
Отношение Поиссона
GFRP
V = 80 %
Сжимающий = 560; растяжимый = 1320;
Эль- = 59.2
V12 = От V13 до 0.23, От V23 до 0.25
A1 сплав
7005
Выдающий(уступающий) = 280; растяжимый = 345
E = 70; G = 27
v = 0.32
Сталь
DB685
Выдающий(уступающий) = 590; растяжимый = 685
E = 206; G = 79
v = 0.30
Сталь
Q390
Выдающий(уступающий) = 390; растяжимый = 490
E = 206; G = 79
v = 0.30
Сталь
40Cr
Выдающий(уступающий) = 785; растяжимый = 980
E = 206; G = 79
445
v = 0.30
Обратите внимание: Эль- обозначает продольные механические свойства GFRP материалов.
GFRP диагональные ткани(сети) и verticals позволил перпендикуляр руководства(направления) ширины к аккордам
основания. Передача структур в первоначальном экземпляре моста позволила руководство(направление) ширины,
параллельное аккордам основания. Дополнительно, при сварке линий конца плоские стальные пластины GFRP
диагональных тканей(сетей) и verticals позволили сварочный перпендикуляр руководства(направления) к аккордам
основания в мосте с 24 м., принимая во внимание, что в первоначальном экземпляре с 12 м. закончились сварочным
руководством(направлением), параллельным оси моста. В существующем случае, дополнительный изгиб моменты,
которые, оказывается, вредные в течение конца, несущего области(регионы) гибрида PTTCS и их смежных GFRP
сложных профилей, могли бы быть уменьшены и ограничены. Тем временем, при использовании круглой стали,
сваривающей линии в мосте с 24 м., бедное выполнение(работа) из-за присутствия продольного алюминия, сваривающего
линии в первоначальном экземпляре могло бы быть устранено.
Мост опытного образца в полном масштабе был изготовлен, как изображено в рис. 6. Изготовление и собрание моста
с 24 м. было выполнено в Китае Harzone Компания Промышленности, Ltd. Собрание модуля тропинки близнеца было
выполнено через использование prefabricated molding кровать с proto-di- mensions моста. В течение собрания, большое
внимание было оплачено, гарантируют, что сваренная сила была адекватные и любые погрешности, были уменьшены до
возможного минимума. Детали процесса собрания и технологии, нанятой(используемой) для моста с 24 м. были
идентичны, те нанимали(использовали) для первоначального экземпляра с 12 м. и могли бы быть легко найдены в [39].
Полный вес изготовленного модуля, который будет проверен измеренный приблизительно 1.54 тонны, которых сложные
и металлические профили составляли приблизительно 14.4 % и 85.6 %, соответственно. Поскольку каждая единица
весит только 1.54 тонны, модульный чрезвычайный мост предназначен, чтобы быть установленным и демонтирован с
индивидуальными единицами. В стадии монтажа, модульные единицы были подняты " один за другим " при помощи
передвижного подъемного крана, и затем связаны вместе (использование булавок) чтобы формировать полный мост.
Впоследствии, полный мост был поднят, используя передвижной подъемный кран и помещен на указанном
местоположении. Целый процесс монтажа был удобен и быстр (взятие только приблизительно 30 минуты). В
заинтересованном(обеспокоенном) проекте, опытный образец полного модульного моста, как ожидалось, будет
изготовлен для статических экспериментов погрузки, описанных в следующей секции.
3. Эксперименты
3.1. Испытательная установка и hading процедура
Почтовое собрание моста опытного образца, свет - weighted подъемный кран найметесь(использовалось), чтобы
переместить все четыре модуля в испытательную область(поле) в Китае Harzone Компания Промышленности, Ltd, и
446
опытный образец был впоследствии установлен как крупномасштабная экспериментальная
структура. Мост был
проверен при неразрушающих статических погрузках, чтобы оценить фактический линейно упругую деформацию полной
структуры наряду с характеристиками напряжения заинтересованных(обеспокоенных) GFRP элементов, и
утверждать соответствующие аналитические и конечные модели элемента, используемые в течение начального
структурного вычисления и процедур проекта под государством(состоянием) предела эксплуатационной надежности.
Поскольку представитель наиболее общей(обычной) техники испытания, с четырьмя пунктами " на оси " загружающий
испытание - исключительно подвергнутый положительному flexural моменту, выбранному, чтобы моделировать
реальное обслуживание(службу) живет погрузка грузовика с учетом погрузки безопасности(акции) и удобства для
погрузки шага, как изображено в рис. 6. Дополнительно, " от оси " загружающий испытание проводился с должным
соображением(рассмотрением) боковых, живут, загружая распределение, чтобы участвовать(наняться) torsional
ответ-независимый также как тот вместе с изгибающимся моментом. Оригинальность 300 mm
наймемся(использовалась) в течение " от оси " погрузка. Подобная схема погрузки наймемся(использовалась) для обоих
сценариев; то есть, грузы с четырьмя пунктами применялись на палубу моста.
E
1
s. S
Ооооо
%
Я,
Я%
Яя
О О в О СП
КОМПАНИЯ n Ч "1" Ч) CS я CS CS ся
.4 Д
\\
\
\D \D
СО СО
4D \
\
CS CS
Я
CS CS
Нн Н N
N
3J о*
S8
Tf .4 Д
Гйs
447
\ \D \D
Ч- ч ч
ООО . -н \D \D
Ts
Социалистический интернационал
CS СЧ CS см сч
Я%Ss
М. м. м. ю 1Л
A
Яя
Я
N м п? Ч-? ЧЯS
В-S
ВТОРОЕ
Sliii
< 5 ьо?
М. 111
Я
У
Сказанные грузы с четырьмя пунктами применялись symmetrically в пунктах(точках) заявления(применения) груза,
расположенного на поверхности палубы около середины местоположения промежутка каждого треугольного girder.
Расстояние между двумя пунктами(точками) погрузки по руководству(направлению) промежутка (то есть, интервал
оси) измерило 3.0 м.; в то время как это по руководству(направлению) ширины (то есть, след колеса) измерило 2.0 м.
Отмеченный, что в таком случае погрузки с четырьмя пунктами (упомянутый как LC-1), когда мост подвергнут
полному грузу 50 kN, максимальный изгиб
( A)
Продольная сварочная линия
( B),
448
Рис. 5. Детали относительно местных центральных структур, (a) Оригинал соединяют экземпляр; (b) улучшенная
версия.
Момент моста girder - в середине промежутка и может быть определен, чтобы быть 262.5 kN м. (см. рис. 7a). В
условии(состоянии) погрузки, переданном под мандат в кодексе проекта [52 (] упомянутый как IXD-2), максимум,
изгибающий момент в середине промежутка моста girder определен, чтобы быть 267 kN-м. (см. рис. 7b). Таким
образом, в том же самом полном грузе 50 kN, максимум, изгибающий момент моста, подвергнутого кодексу передал под
мандат LC-2 - приблизительно таковой 1.02 раз проводимой погрузки с четырьмя пунктами, создают условия Для LC-1.
А именно, ответы погрузки (измеренный в следующей Секции 3.2) в погрузке с четырьмя пунктами создают условия 1 Ј 1 - приблизительно 98.3 % кодекса, передал под мандат LC-2. Таким образом, чтобы получить идентичные ответы
погрузки с таковыми кодекса переданное под мандат обслуживание(служба) живет груз (LL) из 50 kN, максимальный
груз, прикладной в четырех-указанных, загружающих испытание был определен, чтобы быть 50.86 kN. (Отмеченный,
что вышеупомянутое сравнение конфигурации груза между прикладной погрузкой с четырьмя пунктами и кодексом
проекта переданный под мандат груз был сделан основанным на эквивалентном принципе в терминах изгибающегося
момента в середине промежутка моста, который был отобран главным образом с учетом расположения аппаратуры и
загружающих особенностей связки girder). Когда воздействие (я = 0.122) включен в государство(состояние) предела
силы, прикладные грузы с четырьмя пунктами с целью силы LL + я был бы 57.06 kN (= LL x 1.122). Однако, с учетом
погрузки испытательного условия(состояния) на участке и погрузке безопасности(акции), экспериментальная
программа начала с подчинения структуры моста опытного образца к статическим неразрушающим погрузкам до
максимального груза 80 kN. Сказанная погрузка применялась в четырех шагах 20 kN каждый; то есть, полный груз,
прикладной в конце каждого шага был equaled 20, 40, 60 и 80 kN.
Рис. 8 изображает полное представление(вид) экспериментального опытного образца и детальной испытательной
установки. Чтобы выполнять положительный flexural, загружающий, чтобы примениться к мосту опытного образца,
включающему единственный(отдельный) промежуток, экспериментальная структура была помещена в
основание(землю) с просто-поддержанным граничным условием(состоянием). Конец поддержка в каждый конец моста
опытного образца была поднята к подходящей высоте (430 mm), так, чтобы экспериментальный структура перенесла
достаточную вертикальную деформацию. Две сложенных клавиатуры блока измерения алюминия 200-mm толстый и
стали, несущей измерение пластины 30-mm толстый обслуживаемый как конец449поддержки. Сталь, несущая пластины с
флейтой была особенно изготовлена, чтобы понять совершенное состязание(спичку) с аккордом основания connectors.
Сказанное отношение(поведение) конец поддержки было помещено в leveled surfaced сильных и тяжелых конкретных
опор через процесс, подобный тому, сопровождаемому для законченного моста. В течение конца - установка испытаний
поддержек, экспериментальная структура была поперечно и longitudinally, отрегулированный(приспособленный) по
горизонтальному через использование набора метров уровней на высшей поверхности палубы моста.
Вертикальные грузы (то есть, грузы оси) непосредственно обеспечивались стальными блоками с весами, равняются
той передаче к каждому уровню погрузок, описанному выше. Погрузки, вынужденные(вызванные) стальными блоками
были переданы(перемещены) вертикально четырем пунктам(точкам) погрузки через две кровати древесины распорки и
четыре quadrilateral сталь, несущая клавиатуры, помещенные в высшую поверхность палубы моста. Readymade
quadrilateral стальные клавиатуры (0.60 м. x 0.45 м. x 0.10 m) обслуживаемый как погрузка областей (то есть, обратная
ось утомит след) чтобы уменьшить концентрации напряжения и гарантирует униформу, загружающую распределения,
подобные, те вынужденный(вызванный) грузовиком утомятся. Кровать древесины распорки (3.0 м. x 0.15 м. x 0.15 m)
обслуживаемый как оси и главным образом наймемся(использовалась), чтобы гарантировать даже
заявление(применение) грузов, вынужденных(вызванных) стальными блоками на quadrilateral стальных клавиатурах.
Загрузка и разгрузка стальных блоков была выполнена при помощи портального подъемного крана. Стальные блоки были
помещены в подходящее положение(позицию) так, чтобы вертикальные грузы с четырьмя пунктами могли бы быть
symmetrically, прикладной к треугольному girders. До формальной загрузки и разгрузки процесса, 40-kN груз применялся
трижды, чтобы минимизировать возможные не-упругие деформации структуры - вынужденный(вызванный)
погрешностями, которые, возможно, произошли в течение начального собрания, и отверстия булавки, так хорошо как
гарантируют, что установка погрузок и аппаратура функционировала как предназначено.
F/2 F/2
Представление(вид) Стороны: на - и грузах " от оси "
Яя
R
1
3000
Высшее представление(вид): загружает " в ось "
3000
450
Высшее представление(вид): загружает " от оси "
Рис. 6. Схемные решения на - и " от оси " погрузка сценариев в течение статических неразрушающих испытаний
погрузки.
Переднее представление(вид): загружает " в ось " Переднее представление(вид): загружает " от оси "
3.2. Аппаратура
Испытания включали оценку представителя линейно упругие действия крупномасштабного моста опытного образца
когда загружено со статическими неразрушающими грузами. Измеренные действия включили ответ смещения груза в
заинтересованных(обеспокоенных) пунктах(точках) структуры наряду с ответами напряжения груза
заинтересованных(обеспокоенных) GFRP элементов. Отмечено, что изгибающийся момент структуры связки прежде
всего отвергнут осевым результатом(влиянием) погрузки верхних и аккордами основания. В этом случае, силы
бруска(бара) в GFRP аккордах основания в середине промежутка экземпляра моста были прежде всего измерены.
Некоторые GFRP диагонали ткани(сети) и verticals, расположенный между двумя пунктами(точками) погрузки (то
есть, расположенный в чистой области(регионе) изгиба) были instrumented только, чтобы оценить осевые и
изгибающиеся государства напряжения индивидуальных GFRP членов. Схемное решение схемы аппаратуры изображено
в рис. 9, в чем все instrumented поперечные самолеты рассматриваются по руководству(направлению) " запад на восток
" моста. Вертикальные смещения в мосте опытного образца были измерены, используя электронные датчики смещения,
имеющие диапазон 100 mm и точность 0.003 mm. В каждом из левых (L) и права (R) треугольный girders, 7 электронных
датчиков смещения были последовательно установлены по более низкой поверхности GFRP аккордов основания в
следующем " местоположения " два конца, V4 x, 3/8 x, V4 x, 5/8 x, и % x промежуток, упомянуты как D1-D7,
соответственно.
Продольные напряжения трубчатых GFRP членов около midspan моста были зарегистрированы калиброванными
шаблонами напряжения unidirectional. Четыре шаблона напряжения (отметили А, В, C, и D) были положены в центре
каждой трубчатой взаимной секции заинтересованных(обеспокоенных) GFRP труб, включая аккорды основания
(отметил LI, L3, L5, L6, L7, и L8), диагональные ткани(сети) (отметили W2, W4, W5, и W6), и verticals (отметили V2, V4,
451
и V6). Чтобы оценивать полное государство(состояние) напряжения по трубчатым
GFRP элементам, два
заканчиваются, трубчатые взаимные секции были instrumented для каждого заинтересованного(обеспокоенного) аккорда
основания (отметили L2 и L4), диагональные ткани(сети) (отметили W1 и W3), и пару verticals (отметили VI и V3, V5 и
V7). Расстояние между трубчатыми взаимными секциями L2 (или L4) и L3, и W1 (или W3) и W2, измеренный
приблизительно 500 mm и 350 mm, соответственно; В то время как это от VI (или V5) и V3 (или V7) к
соответствующей взаимной секции середины, измеренной приблизительно 250 mm и 300 mm, соответственно.
Трубчатые взаимные секции аккордов основания и диагональных тканей(сетей), представленных в числе(фигуре)
рассматривались по руководству(направлению) " запад на восток ", принимая во внимание, что таковые verticals
рассматривались в руководстве(направлении) " вершина к основанию " по трубе. Напряжения, вынужденные(вызванные)
в алюминии orthotropic палуба и центральный connectors не рассматривались в течение этого испытания. После
поддержания статических грузов, прикладных на каждом уровне погрузок, постоянном для приблизительно 15min,
смещение и данные напряжения было synchronously, зарегистрированный двумя статическими системами приобретения
данных индикатора напряжения, связанными последовательно с компьютером.
10.5 м.
LC-1
25 kN 25 kN 3m
262.5 kN-м. 262.5 kN-м.
( B)
20 kN
LC-2
Рис. 7. Схемное решение изгибающегося момента моста, подвергнутого (a) обычный груз изгиба с четырьмя пунктами;
и (b) переданный под мандат кодекс, перемещая груз грузовика.
241.425 kN-м. 267 kN-м.
30 kN
3.3. Экспериментальные результаты
3.3.1. Структурная деформация
452
В течение экспериментов, никакое остаточное смещение не было исследовано в структуре после погрузки. Развитие
искаженных форм близнеца треугольная связка палубы girders моста опытного образца подготовлено в рис. 10 при
условиях(состояниях) увеличения прикладного на - и грузах " от оси ". Положительная вертикальная ось в рис. 10
представляет вертикально нисходящую деформацию, непосредственно зарегистрированную электронными датчиками
смещения, установленными по GFRP аккордам основания. Должно быть отмечено, что сказал, что деформации в
поддержках два конца довольно маленькие, и поэтому пренебрегал. Как ожидается, вертикальные деформации оба
отделились, треугольный girders наблюдались(соблюдались), чтобы увеличить с увеличением на - и-или от - оси
статические вертикальные грузы. На каждом уровне погрузок, искаженные формы обоих треугольного girders
демонстрировали однородный параболический профиль, симметрический относительно пункта(точки) midspan, где
максимальная вертикальная деформация моста опытного образца наблюдалась(соблюдалась). Под " на оси " погрузка,
два треугольного girders, демонстрируемый почти идентичные вертикальные деформации с несоответствиями
заказа(порядка) 5.5-10.5 %, которые, как рассматривалось, были главным образом вызваны возможными не-идеальными
погрузками " на оси ", то есть, погрузки с незначительным(младшим) torsional моментом.
Под " от оси " погрузка, однако, вертикальные деформации сказанного треугольного girders демонстрировали большое
несоответствие с различиями в их соответствующих вертикальных деформациях, являющихся заказа(порядка) 47.1-50.1
% и рассмотрели, чтобы быть главным образом произведен к torsional моментам, вынужденным(вызванным)
погрузками " от оси " на эксцентричном расстоянии 0.3 м. от центра - линия. Вследствие таких torsional моментов,
левый и правильный треугольный girders демонстрировал обратные деформации когда переместиться(заме&) в
нисходящих и восходящих руководствах(направлениях), соответственно. В существующем случае, вследствие линейно
добавленного результата(влияния) ответа деформации, вынужденного(вызванного) положительными грузами изгиба и
torsional моментами, вертикальная деформация левого треугольного girder под " от оси " погрузка была большая
сравненная с наблюдаемым(соблюдаемым) " на оси " погрузка. Напротив, вертикальная деформация правильного
треугольного girder при тех же самых условиях(состояниях) погрузки была меньшая сравненная с
наблюдаемым(соблюдаемым) под " на оси " погрузка. На прикладном уровне погрузок 80 kN, например, вертикальная
деформация в midspan левого треугольного girder демонстрировала несоответствие 25.4 mm под " от оси " и погрузок "
на оси "; в то время как таковой правильного треугольного girder демонстрировал соответствующее несоответствие
8.6 mm. Наконец, при погрузках " от оси ", вертикальная деформация левого треугольного girder была намного большая
сравненная с таковым правильной коллеги(копии) (отнесите рис. 10 (b)).
Рис. 11 иллюстрирует рост вертикального смещения в середине промежутка моста опытного образца, смещения,
453 обоими сценариями погрузки,
непосредственно зарегистрированные электронным датчиком смещения D4. Под
измеренные данные, демонстрируемые линейно упругое поведение близнеца треугольный girders; то есть, полный мост
опытного образца демонстрировал государство(состояние), находящееся в пределах линейно упругого диапазона, как
ожидается. Под " на оси " погрузка, наклонные ценности 1.49 x 106N/m и 1.38 x 106N/m были рассчитаны через линейное
приспособление измеренных данных, зарегистрированных для левого и
Портальный подъемный кран
Погрузка установки
Погрузка установки /
Мост опытного образца
Стальные блоки
Конец поддержка
Экспериментальная структура и испытательная установка
Мост опытного образца
Стальная клавиатура
Timberbed
Сталь, несущая пластину
Правильный треугольный girders, соответственно. Вышеупомянутые ценности наклонов обеспечивают оценку(смету)
составной структурной неподвижности моста опытного образца. Если размерный результат(влияние) длины
промежутка исключен из сказанной средней составной структурной неподвижности, полная неподвижность изгиба
моста опытного образца с 24 м. могла бы быть рассчитана равной 4.05 x 10s N-m3. Должно быть отмечено, что полная
неподвижность изгиба моста с 24 м. - приблизительно таковой 7.96 разы первоначальной версии с 12 м. (величина
454
последний, являющийся 5.09 x 107Nm2) [39], таким образом демонстрируя эффективность
оптимизации и
перепроектировать процедуру, выполненную в этом изучении. Отмеченный, что как определено в кодексе проекта [52],
воздействие живет, грузы не рассматриваются в отклонениях. Максимальное смещение моста опытного образца,
измеренного в 80 kN было равно 57.9 mm. После того, в соответствии с линейными отношениями, максимальное
смещение при проекте живет, груз 50.86 kN мог бы быть рассчитан, чтобы быть 36.8 mm, который находится в
пределах допустимого предела отклонения (L/ от 150 до 160 mm) рекомендуемый кодексом проекта [53]. Под " на оси "
погрузка, максимальное отклонение, поскольку отношение длины промежутка, разделенной отклонением было
определено, чтобы быть приблизительно 652.
Под " от оси " погрузка случая, очевидное несоответствие (относительно наблюдений, сделанных в рис. 10) было
идентифицировано в тех кривых ответа смещения груза, демонстрировал большое несоответствие в величинах
смещения между двумя треугольным girders. На прикладном уровне погрузок 80 kN, например, вертикальные смещения из
двух треугольного girders, измеренного приблизительно 79.6 mm и 49.3 mm-a несоответствие 30.3 mm. В существующем
случае, ценность максимального эксцентричного magnifier фактора (фактор распределения) для моста с 24 м.,
подвергнутого несимметрическим vehicular грузам движения была определена, чтобы быть 1.43. Основанный на
величине несоответствия между вертикальными смещениями левого и правильного треугольного girders, поперечные
углы склонности палубы в midspan моста были определены, чтобы быть 0.22 Ё, 0.44 Ё, 0.66 Ё, и 0.87 Ё передающий
четырем уровням погрузок. В соответствии с линейными отношениями, максимум torsional угол в
обслуживании(службе) живет, груз 50.86 kN был 0.55 Ё (0.97) %, который был намного меньший сравненный с
соответствующим допустимым пределом 5.74 Ё (10) %, как рекомендуется [53]. Дополнительно, максимальное
отклонение моста в обслуживании(службе) живет, груз 50.86 kN был определен, чтобы быть 51. 1mm, который также
находится в пределах допустимого предела отклонения (L/ от 150 до 160 mm) [53]. Максимальное отклонение как
отношение длины промежутка, разделенной отклонением было определено, чтобы быть приблизительно 470.
Основанный на вышеупомянутых расчетных ценностях torsional углов, соответствующих каждому уровню погрузок,
torsional момент к ответу нормы(разряда) torsional половины промежутка моста опытного образца с 24 м. мог бы
быть рассчитан, как
( A)
F/2 F/2
Запад
Восток
\Я
V? >
V
?Gи
455
^ D6-R
D6-L
D5-R
D5-L
"Я
D7-L/R
Я"
Dl-L/R
Я
D4-L/R
D2-L/R
Ik*^ D4-R
D7-R
D2-R
Доллар
D4-L
D3-L
D2-L
Dl-L
D7-L
Я
Электронный датчик смещения
Рассмотренный по руководству(направлению) " запад на восток "
( B)
456
F/2
F/2
Восток
Запад
Я
H
?O
КОМПАНИЯ
Правильный треугольный girder
\l
И
IX
1
1
1
L6 L7 L8? E
U
BЈЬ
A
1
1-Л 1
1
1
1
457
?A
Ы
\
• f]
1
X\ W4
X
№
?
1
Я ?
1J И 1 ?
LI L2 L3 L4 L5
Рассмотренный по " запад на восток "
1-
??
L\l/T\
/
\
/
S
1
458
/
\
/
\и
XL/ТЧ
/1
Левый треугольный girder
A-2
HJ
Я
?O
КОМПАНИЯ
A-l
Шаблон Напряжения
Рассмотренный по руководству(направлению) " запад на восток "
Взаимная секция
Рис. 9. Схемное решение схемы аппаратуры измерения (a) деформации и напряжения (b).
Рассмотренный по руководству(направлению) " запад на восток "
Иллюстрированный в рис. 12. Должно быть отмечено, что в вышеупомянутом459
простом вычислении кривой ответа,
эксцентричное расстояние, соответствующее " от оси " вертикальный случай погрузки измерило 0.3 м., и передачу
torsional момент M0 5 действие на половине промежутка моста опытного образца измеренная половина общего
количества torsional момент (М. = Fx 0. 3m) непосредственно вынужденный(вызванный) " от оси " вертикальная
погрузка Fs. Рис. 12 демонстрирует почти линейное изменение(разновидность) кривой ответа. Посредством линейного
приспособления, наклон линейной кривой ответа был определен, чтобы быть 167.2 kN-m2/deg., таким образом
обеспечивая оценку(смету) полной torsional жесткости моста опытного образца с 24 м.. Отмечено, что сказанная
полная torsional жесткость улучшенного моста с 24 м. наблюдалась(соблюдалась), чтобы быть намного большей
сравненной с таковым первоначальной версии с 12 м. (согласно [49], первоначальный экземпляр с 12 м. обладал torsional
жесткостью, измеряющей только приблизительно 100.1 kN-m2/deg для установленной единицы экземпляра консоли,
подвергнутого чистому torsion). Эти благоприятные демонстрируемые результаты, что предложенный близнец
треугольные структуры мог бы соответственно наняться(использоваться) как связка girders предложенного легкого
чрезвычайного моста, характеризованного большей неподвижностью изгиба и torsional жесткостью.
0 3 6 9 12 15 18 21 24
0 3 6 9 12 15 18 21 24
Местоположение электронных датчиков смещения по более низкому члену аккорда (m)
( B)
100
80-g- 60 E
R 40. A> E 8 20 ra a. К
Груз Off-оси
Груз Off-оси
D6-L D5-L D4-L D3-L D2-L
Dl-L
D6-R D5-R D4-R D3-R D2-R
Доллар
1-60? E
H40 Г < u
20 8 ra
Q.
460
И?
% 0-20
- 20
-10
100
^ t0
3.3.2. Распределение Напряжения в пределах GFRP элементов связки
100
80- 60- Z
?O
Ra о
40
2049.3 55.2 57.9
? - On-ось загружает -D4-L
• On-ось загружают -D4-R
* Груз Off-оси -D4-L? Груз Off-оси -D4-R
Рис. 11. Измеренное изменение(разновидность) в вертикальном смещении в midspan опытного образца соединяет при
увеличении на - и " от оси " статические погрузки.
79.6
0 10 20 30 40 50 60 70 80 Смещения в midspan (mm)
90
В неразрушающих испытаниях, описанных выше, взламывание металла и / или GFRP материалов ни
наблюдалось(соблюдалось), ни слышался в течение статической погрузки моста опытного образца с 24 м., и визуального
461
осмотра после того, как испытательное завершение показало, что никакое свидетельство(очевидность)
трещин во
внешнем GFRP расщепляется и линии сварки. Рис. 13 изображает измеренное изменение(разновидность) в ответах
напряжения в некоторых представительских instrumented трубчатых взаимных секциях (L2, L3, и L6) GFRP аккордов
основания, как получено в течение размеров(измерений) напряжения от шаблонов напряжения unidirectional. Кривые
Напряжения груза для LI, L4, и L5 не представлены здесь, потому что они показали образцы, подобные таковым L2, L3,
и L6. Обратите внимание, что в каждой instrumented трубчатой взаимной секции, осевое напряжение 'осевой - E' было
определено как составляющий в среднем ценность продольных напряжений четырех пунктов(точек) А, В, C, и D,
непосредственно полученного от измеренных продольных напряжений. Изгибающееся напряжение в каждых
пунктах(точках) А, В, C, и D было получено, вычитая осевое напряжение 'осевое - E' от передачи, непосредственно
измерил продольные напряжения пунктов(точек) А, В, C, и D, соответственно. Здесь, изгибающееся напряжение в
пунктах(точках) А, В, C, и D было упомянуто как 'bending-A', 'изгиб - B', 'изгиб - C' и 'изгиб - D', соответственно.
Последовательный с результатами, полученными для структурной деформации, все измеренные заговоры показали
почти линейный ответ, таким образом подтверждая, что мост демонстрировал структурное государство(состояние),
находящееся в пределах упругого диапазона, как ожидается. Как мог бы быть легко осознан, осевые напряжения
измерили намного больший в величине, сравненной с изгибом напряжений в не только промежуточное звено трубчатый
(L3 и L6) но также и конец (L2 и L4) взаимные секции. Изгибом напряжений поперек полной трубчатой взаимной секции
почти equaled ноль и можно было бы, поэтому, пренебрегать. Кроме того, под каждым сценарием погрузки,
измеренным трубчатый " взаимные расположенные секции " в той же самой доле аккорда основания (L2, L3, и L4) -@
наблюдались(соблюдались), чтобы перенести почти равный
15
Ui .
,
.
1 .
1 .
1 .
0.00 0.02
0.04
0.06
0.08
0.10
Torsional норма(разряд) (Градусы / м.)
Рис. 12. Измеренным torsional момент против torsional оценивают кривую для предложенного моста опытного образца.
Осевые напряжения, как желательно (отнесите рис. 13 (и b)). Эти демонстрируемые размеры(измерения), что под и на
- и погрузках " от оси ", все GFRP трубчатые аккорды основания в улучшенном мосте с 24 м. были подвергнуты почти
полные осевые государства напряжения. Государства Напряжения в этих trussed элементах вообще удовлетворяли
осевые механические характеристики unidirectional pultruded GFRP, соединения с низким хоронят - laminar, стригут
силу. Pultruded GFRP трубы мог бы, поэтому, рассматриваться соответствующим выбору как элементы аккорда
462
основания такой уникальной гибридной космической системы связки, подвергнутой
различным условиям(состояниям)
погрузки.
Должно быть отмечено, что вышеупомянутое осевое напряжение, доминирующее над регулярностью предложенного
моста опытного образца с 24 м. - много подобного таковому первоначального экземпляра моста с 12 м., подвергнутого
положительным грузам изгиба и чистым испытаниям torsion [39,50], в чем трубчатые FRP члены аккорда основания
также вообще переносили государства с осевым напряжением. Сравненный с мостом опытного образца с 24 м.,
однако, большие напряжения изгиба существовали поперек всего трубчатого креста - секции около центрального joints в
конце элементов связки (L2 и L4) в первоначальном экземпляре моста с 12 м.. Этими напряжениями изгиба, очевидно,
нельзя пренебрегать. Было заключалось, что эти большие напряжения изгиба в первоначальном экземпляре моста с 12 м.
были главным образом вынуждены(вызваны) дополнительным изгибом моменты, вызванные при помощи
неудовлетворительных плоских металлических пластин (отнесите рис. 5 (a)). Поэтому, основанный на этом
соображении(рассмотрении), измеренные изгибающиеся напряжения в GFRP аккордах основания предложенного моста
опытного образца с 24 м. были особенно уменьшены, таким образом демонстрируя эффективность использования
улучшил плоские стальные пластины в структурном проекте и конфигурации (отнесите рис. 5 (b)). При помощи них
улучшил плоские стальные пластины, дополнительный изгиб, моменты около заканчиваются, центральный joints GFRP
элементов связки были эффективно уменьшены. В этом случае, поэтому, центральный joints наряду с их смежными
сложными долями с PTTCS мог бы быть защищен против результатов(влияний) возможно вредного
государства(состояния) выделения.
Кроме того, рис. 13 демонстрирует, что при погрузках " на оси ", осевые напряжения, вынужденные(вызванные) в
GFRP аккордах основания левой треугольной связки палубы girder (L3) почти идентичны, те вызвали в правильном
треугольном girder (L6), как ожидается (отнесите рис. 13 (b и c)). Это государство(состояние) напряжения
коррелирует хорошо с передачей вертикальных деформаций левого и правильного треугольного girders (отнесите рис.
11). Этот результат мог бы главным образом быть приписан симметрическим особенностям этой уникальной
структуры (включение пар треугольного girders поддержало laterally твердыми поперечными фигурными скобками)
подвергнутый симметрическим погрузкам " на оси " с положительными flexural моментами, таким образом
порождение симметрического осевого выделения к равным величинам и той же самой ориентации. Максимальное
различие между ценностями осевого напряжения, вынужденного(вызванного) в GFRP аккордах основания левого и
правильного треугольного girders, измеренного приблизительно 8.6 %, который, как полагают, будет главным образом
вызван к крошечным torsional моментам в пределах экспериментальной структуры вследствие не-идеальных погрузок "
на оси " испытательной установки.
При погрузках " от оси ", однако, ценности осевого напряжения демонстрировали большое несоответствие между
463 основания (L3)
левыми и правильными аккордами основания. Осевое напряжение в левом аккорде
наблюдалось(соблюдалось), чтобы быть намного большим сравненным с этим в соответствующем аккорде права (L6).
Например, при прикладной погрузке с четырьмя пунктами 80 kN, осевое напряжение, развитое в левом аккорде
основания, измеренном приблизительно 2.3 раза это вызвало в одном праве. Этот результат(влияние) мог бы главным
образом быть приписан относительно большому torsional моменту, произведенному прикладным асимметричным " от
оси " вертикальная погрузка. В соответствии с torsional механизмом, наблюдаемым(соблюдаемым) в первоначальном
экземпляре моста с 12 м. [49,50], когда предложенная уникальная структура с 24 м. была подвергнута чистому torsional
моменту (F x 0.3 N-m), близнец, треугольный girders наблюдались(соблюдались), чтобы подвергнуться symmetric
деформациям наряду с вертикальным изгибом по напротив (то есть., Вверх и вниз) руководства(направления), таким
образом заканчивающиеся созданием symmetric государств с осевым напряжением с равной величиной но
противоположной ориентацией в левых и правильных аккордах основания. Соответственно, левые и правильные
аккорды основания наблюдались(соблюдались), чтобы перенести растяжимые и сжимающие осевые напряжения,
соответственно. Впоследствии, через использование линейного принципа суперположения(суперпозиции) наряду с
вышеупомянутыми симметрическими осевыми государствами напряжения - наблюдаемыми(соблюдаемыми) под " на оси
" погрузка, осевые напряжения, вынужденные(вызванные) в структуре при погрузках " от оси " были наконец
рассчитаны. Это было, поэтому, заключено, что осевые напряжения, вынужденные(вызванные) в аккордах основания
моста опытного образца с 24 м. при погрузках " от оси " могли бы рассматриваться суперположением(суперпозицией)
напряжений, произведенных к положительным flexural моментам, созданным грузом " на оси " F и torsional моментах (F
x 0.3 N-m) произведенным несимметрическими вертикальными грузами. В существующем случае, осевое напряжение,
вынужденное(вызванное) в левом аккорде основания под " от оси " погрузка измеренного больший сравненный с
вынужденным(вызванным) под " на оси " загружающий (отнесите рис. 13 (b)). Напротив, осевое напряжение,
вынужденное(вызванное) в правильном аккорде основания под " от оси " погрузка измеренного меньший сравненный с
вынужденным(вызванным) под " на оси " загружающий (отнесите рис. 13), как подтверждено, передавая вертикальные
деформации из двух треугольного girders (относят Рис. 10 и 11).
Чтобы далее иллюстрировать вышеупомянутые результаты, внутренние осевые силы, вынужденные(вызванные) в
левых и правильных аккордах основания, как получено от измеренных осевых напряжений, подготовлены и сравнены в
рис. 14 (a). Тем временем, D-оценивает (ценность различия) внутренних осевых сил, вынужденных(вызванных) между от
- и на - погрузках оси иллюстрируются для и левых и правильных аккордов основания (отнесите рис. 14 (b)). Как
изображено в рис. 14 (a), при погрузках " на оси ", внутренние осевые силы, вынужденные(вызванные) в левых и
правильных аккордах основания обладают почти равными величинами, принимая во внимание, что при погрузках " от
оси ", довольно большое несоответствие существует между внутренними осевыми силами,
вынужденными(вызванными) в левых и правильных аккордах основания, как подтверждено вышеупомянутыми
464
государствами с осевым напряжением. Кроме того, может наблю&(соблюдаться),
что в левом аккорде основания,
внутренняя осевая сила, вынужденная(вызванная) в течение " от оси " погрузка намного большая сравненная с
вынужденным(вызванным) в течение " на оси " погрузка. В правильном аккорде основания, напротив, внутренняя осевая
сила, вынужденная(вызванная) в течение " от оси " погрузка меньшая сравненная с вынужденным(вызванным) в течение
" на оси " погрузка. В левом аккорде основания, внутренние осевые силы, вынужденные(вызванные) под мерой погрузок "
от оси " приблизительно 1.22-1.37 разы вызвали при погрузках " на оси ". Соответственно, в правильном аккорде
основания, осевые силы, вынужденные(вызванные) под мерой погрузок " на оси " приблизительно 1.21-1.38 разы вызвали
при погрузках " от оси ". Как ясно изображено в рис. 14 (b), D-оцен&, соответствующие левому аккорду основания почти symmetric относительно тех соответствующий правильному аккорду (то есть, равняются величине, но
противоположному признаку(подписи)), который коррелирует хорошо с регулярным образцом,
наблюдаемым(соблюдаемым) в первоначальном экземпляре с 12 м. когда подвергнуто чистому испытанию torsion [50].
Это обнаружение далее иллюстрирует точность torsional механизма для этой уникальной структуры, включающей
близнеца, zотделил треугольную связку палубы girders [49,50]. Чистые torsional моменты, произведенные грузами
движения " от оси " действующий на полный мост могли бы просто быть анализир&(расчленены) в вертикальный изгиб
близнеца треугольная палуба - связка girders с двумя треугольным girders отношение(поведение) положительных и
отрицательных flexural моментов, независимых от друг друга.
100 80 60 40CBJD A
Изгиб - изгиб - В изгибающий - С изгибающий - D осевой - E
-20 - 10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Напряжения (MPA)
CDIBA
Груз " на оси " - L2
Изгиб - изгиб - В изгибающий - С изгибающий - D осевой - E
-20 - 10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Напряжения / MPA
( A)
100 - J
8060?
465
40T3
20О
1-1
0-20^ 0- (b)
КИКИ Wl?
100
-20 - 10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Напряжения (MPA)
8060 40DCIAB
Груз " на оси " - L3
Изгиб - изгиб - В изгибающий - С изгибающий - D осевой - E
" 3 20 - | о? J
0 - 20- ^ 0
L-1 2 j 4 Ileftgirder
- | -i - |-i - |-. - |-i - |-. - |-i 1-я - |-i - |-i-r
-20 - 10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Напряжения (MPA)
466
( C)
100 80 60
5? 40 20
О? J
0-20 -40DCAB
Груз " от оси " - L6
Изгиб - изгиб - В изгибающий - С изгибающий - D осевой - E
L- 5 J
Право girder a
-i - |-i - |-i - |-i - |-i - |-i - |-i - |-i - |-i - |-i - |-i - |Груз " на оси " - L6
" Изгиб " bending-В изгибающий - С изгиб - D осевого - E
КИКИ
Кики W
L- 5 6
Rieht t
Право girder a
-20 - 10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100
Напряжение (MPA)
-20 - 10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Напряжения (MPA)
Рис. 13. Измеренный ответ напряжения груза GFRP аккордов основания в предложенном мосте опытного образца, (a)
L2 (;) b L3; (c) L6.
Вышеупомянутое наблюдаемое(соблюдаемое) несоответствие между двумя 467
различными сценариями погрузки
указывает, что в предложенной уникальной системе соединения гибрида, torsional результаты(влияния), вызванные
несимметрическими грузами движения играют существенную роль в определении структурной деформации структуры
также как государств с осевым напряжением элементов связки. Снова, основанный на государствах с осевым
напряжением GFRP элементов аккорда основания из двух треугольного girders, ценность максимального фактора
распределения для предложенного моста опытного образца с 24 м., подвергнутого несимметрическим vehicular грузам
движения могла бы быть определена, чтобы быть приблизительно в диапазоне 1.29-1.38.
Рис. 15 демонстрирует измеренные ответы напряжения груза в представительской instrumented трубчатой взаимной
секции (D3) GFRP диагональных тканей(сетей). Вследствие космических ограничений, кривые, соответствующие
другим instrumented трубчатым взаимным секциям GFRP диагональных тканей(сетей) не представлены здесь, так как
они демонстрировали подобные регулярные образцы и
( А) Ю0 8060-ЫЕ? 40 " " 3 20
A
0 - 20 -40
-20Off-L6 on-L3 on-L6 off-L3
Груз " от оси " - L3 загружает " от оси " - L6 груз " на оси " -L3 груз " на оси " -L6
L3/L6
-30 0 30 60 90 120 150 180 210 240 270 300 Внутренних осевых силы (kN)
L3 L6
20 40 60 80 100
? УМКИ
L3/L6
-40-100 -80 -60 -40 -20
D-ценность внутренней осевой силы (kN)
Рис. 14. Измеренные внутренние осевые силы, вынужденные(вызванные) в GFRP аккордах основания предложенного
моста опытного образца, (a) Измеренные результаты; (b) D-ценность.
468
Рис. 15. Измеренный ответ напряжения груза для GFRP диагональных тканей(сетей) в предложенном опытном образце
соединяет под грузами (a) " на оси " и грузах (b) " от оси ".
Результаты. Как очевидно изображено в числе(фигуре), осевые напряжения во всех трубчатых диагональных
тканях(сетях) были почти равны нолю. Это могло бы главным образом быть приписано структурной конфигурации
instrumented элементов связки в течение на - и " от оси " сценарии погрузки с четырьмя пунктами. При погрузках " на
оси ", instrumented элементы, расположенные между двумя пунктами(точками) погрузки, как рассматривалось,
находились в чистой области(регионе) изгиба. В этом случае, эквивалент, стригущий силу в треугольной связке палубы
girder, который был отвергнут диагональными тканями(сетями), equaled ноль. Поэтому, осевые силы в пределах этих
диагональных элементов ткани(сети) почти приблизились к нолю. Как уже заявлено, torsional момент (F x 0.3 N-m)
произведенный при погрузках " от оси " может просто быть анализир&(расчленен) в вертикальный изгиб близнеца
треугольный girders. Также, instrumented GFRP диагональные ткани(сети) в чистой области(регионе) изгиба также
переносят крошечные осевые напряжения. Таким образом, через использование линейного принципа суперналожения,
осевые напряжения в пределах GFRP диагональных тканей(сетей) в экспериментальном мосте опытного образца при
погрузках " от оси " могли бы быть определены, чтобы быть нулевыми.
Тем временем, рис. 15 ясно демонстрирует, что подобный GFRP аккордам основания, весь instrumented GFRP
диагональные ткани(сети) переносят крошечные напряжения изгиба поперек полной трубчатой взаимной секции, не
только в промежуточном звене но также и конце взаимные секции. Экспериментальные результаты, представленные
здесь коррелируют хорошо с, те получили для первоначального экземпляра моста с 12 м., подвергнутого положительным
грузам изгиба и чистым испытаниям torsion [39,50], в чем изгиб подчеркивает, что существуют в промежуточном
звене и конце, доли трубчатых элементов также очень маленькие. Снова, как обозначено ранее в рис. 13 относительно
GFRP аккордов основания, младший, изгибающий - государства напряжения GFRP элементов связки демонстрирует
эффективность улучшенных местных центральных конфигураций в сокращении дополнительного изгиба, момент около
заканчивает центральный joints и смежные сложные доли GFRP элементов связки. Детальные исследования
распределений напряжения в пределах вертикальных GFRP элементов не представлены здесь, потому что их регулярные
образцы и результаты анализа демонстрируют тенденции, подобные таковым GFRP диагональные ткани(сети).
Наконец, все заговоры в Рис. 13-15 демонстрируют почти линейные отношения между прикладным грузом и передачей
осевого напряжения, вынужденного(вызванного) в трубчатых GFRP элементах, таким образом указание предложенного
моста опытного образца с 24 м. испытывает упругий ответ. Обратите внимание, что, как определено в кодексе
469
проекта [52,53], заключительные результаты напряжений должны быть определены,
чтобы быть, поскольку ценности
в 100 % Живут Груз плюс Воздействие. В этом случае, линейным interpolation, максимальное напряжение,
непосредственно вынужденное(вызванное) в пределах GFRP аккордов основания в мосте опытного образца,
подвергнутом 57 kN (= 50.86 kN x 1.122, i.e,. Живущийся груз (LL) умножается на коэффициент воздействия д) может
быть пропорционально определен, чтобы быть 67.1 MPA, который является приблизительно 5.1 % окончательного
напряжения. Эта ценность максимального напряжения намного меньшая сравненная с этим соответствующий
окончательному напряжению GFRP соединений (отнесите Стол 1). Как уже заявлено, однако, измеренная максимальная
вертикальная деформация опытного образца моста была приблизительно 31.9 % позволенного предела отклонения. Это
поведение подразумевает, что структурный проект предложенного гибридного FRP-МЕТАЛЛА космического
прохождения моста связки на - и грузах движения " от оси " является также управляемым неподвижностью вместо
управляемого силой.
4. Сравнение среди экспериментальных, аналитических и конечных результатов элемента
4.1. Упрощенная аналитическая модель
Extant занятия(изучения) [39,47-51] выполненный на первоначальном экземпляре моста с 12 м. исследовал несущий груз
механизм для уникальной гибридной структуры космической связки тропинки близнеца, включающей пары треугольной
связки палубы girders. Эти занятия(изучения) установили аналитические модели и передачу теоретических формул,
чтобы обеспечить выполнимый метод точно предсказать линейно упругие механические поведения, типа отклонения и
напряжения, уникальной структуры моста, подвергнутой flexural и грузам torsional под государством(состоянием)
предела эксплуатационной надежности. Основанный на них предварительно установил аналитические модели,
структурный проект, и соответствующие вычисления были выполнены в течение предварительной стадии проекта
предложенного моста опытного образца с 24 м..
В соответствии с [39], когда гибридная структура космической связки тропинки близнеца подвергнута
положительному flexural моменту, это демонстрирует комбинаторную собственность изгиба обычных плоских связок
и лучей типа T-. Предлагается, что этот тип гибридной структуры должен быть разработан(предназначен) в
соответствии с критерием неподвижности вместо критерия силы. Деформации и FRP аккордов основания и
диагональных тканей(сетей) играют важную роль в сопротивлении полному отклонению. Предлагается, что стригут
деформацию структуры, должен также рассмотреться при проектировании сопротивляться изгибающимся грузам.
Дополнительно, палуба моста orthotropic обладает сложным государством(состоянием) напряжения поддержка
осевого сжатия, вызванного полным грузом изгиба наряду с местным сжатием, вызванным грузами колеса. Государства
Напряжения аккордов основания, диагональных тканей(сетей), и verticals идентичны таковому плоской связки. В
существующем анализе, местные свертки, вызванные грузами колеса, результат(влияние) стригло - задержки палубы
470
моста, и незначительного(младшего) дополнительного изгиба моменты, вынужденные(вызванные)
в пределах элементов
связки около центрального joints исключены. Каждая треугольная связка палубы girder пространственного моста
опытного образца с 24 м. могла бы, поэтому, быть упрощена как просто-поддержанная аналитическая модель с
плоской связкой, подвергнутая сконцентрированным изгибающимся грузам F (в hinged узлах), как изображено в рис. 16.
В предложенном мосте опытного образца с 24 м., все продольные лучи " я напечатают " и тонкие плиты orthotropic
палубы были упрощены как верхние аккорды плоской связки с идентичными используемыми материалами, взаимно частными областями, и осевыми ценностями неподвижности. Три оригинал verticals в том же самом вертикальном
самолете был преобразован(конвертирован) вертикальным членам упрощенной плоской связки с идентичными взаимно частными областями и осевой напряженностью - ценности неподвижности сжатия. Соответственно, оригинал GFRP
аккорды основания и диагональные ткани(сети) в мосте опытного образца с 24 м. был, соответственно, упрощен,
чтобы стать аккордом основания и диагональными элементами ткани(сети) в упрощенной плоской модели.
Рассмотрение отношения частных(секционных) глубин элементов связки к их длинам передачи было определено, чтобы
быть меньше чем 1/10 в дополнение к крошечным вторичным напряжениям, вынужденным(вызванным) в узлах [54], все
узлы были приняты, чтобы быть frictionless стержнями. Основанный на этом упростил аналитические образцовые,
вертикальные отклонения в полном мосте опытного образца и внутренних осевых силах в FRP аккордах основания,
диагональные ткани(сети) и verticals могли бы быть удобно рассчитаны в соответствии с классическими
структурными механическими принципами.
В соответствии с [49], когда предложенная гибридная структура космической связки тропинки близнеца подвергнута
чистому torsional моменту M-n,, близнец, треугольный girders демонстрируют, полностью изменял вертикальные
поведения изгиба с равными смещениями / и вращающимся компанией torsional ответом с равной формой 0.
Распределения Напряжения в трубчатых FRP членах главным образом подвергли осевым силам,
наблюдались(соблюдались), чтобы быть почти симметрическим между двумя треугольным girders. Государства
Напряжения экспериментальной структуры наблюдались(соблюдались), чтобы быть подобными таковым flexural
модели, хотя различно от такового один треугольного girder, подвергнутого чистому torsion [47,48]. Благоприятное
осевое государство(состояние) напряжения было главным образом определено вертикальным грузом изгиба
треугольного girders. Torsional момент MTD прикладной к полной структуре был отвергнут комбинацией
результата(влияния) " вертикальный груз изгиба " 2MTB (отвергнутый F " с грузом, zвооружают от у/ до 2 m) и
результат(влияние) torsional 2MTS из двух треугольного girders, действующего через твердые поперечные фигурные
скобки (отнесите рис. 17). Из вышеупомянутых результатов(влияний), вертикальный изгиб загружает F " из двух
треугольного girders, пожертвованного приблизительно 94 % общего количества torsional реакция, предлагаемая полной
структурой (то есть, 2MTB = 0. 94Mtd). Сохранение 6 % был пожертвован результатом(влиянием) torsional 2Мга из
471
два girders, и можно было бы, таким образом, пренебрегать в течение вычислений.
Следовательно, в течение
предварительной стадии проекта предложенного моста опытного образца с 24 м., подвергнутого движению загружает
F, совокупность torsional момент M-n, (= F x 0.3 N-m) полной структуры могла бы просто быть анализир&(расчленена)
в вертикальный изгиб, загружает F " (= 2Mtb/vO перенесенный двумя треугольным girders, как изображено в рис. 18.
После того, вертикальные деформации треугольного girders и внутренних осевых сил, вынужденных(вызванных) в FRP
элементах могли бы быть рассчитаны в соответствии с вышеупомянутыми аналитическими моделями треугольного
girders. Полная torsional деформация структуры может наконец быть получена посредством простых геометрических
отношений.
Соответственно, когда предложенный мост опытного образца подвергнут на - движении оси, загружает F без
оригинальности, вертикальные отклонения в пределах полной структуры, и внутренние осевые силы,
вынужденные(вызванные) в GFRP элементах могли бы непосредственно быть рассчитаны, используя упрощенную
аналитическую модель с плоской связкой. Когда мост был подвергнут грузам движения " от оси " F с максимальной
оригинальностью 0.3 м., прикладные грузы F могли бы быть преобразованы(конвертированы) в вертикальный изгиб,
загружает F (F = F) и torsional момент Мто (= Fx 0.3 N-m). Под вертикальными грузами F, механическое
выполнение(работа) каждого треугольного girder могло бы быть непосредственно получено, используя упрощенную
модель с плоской связкой. Под torsional моментом 2MTB (= 0.94 x Мто), механическое выполнение(работа) каждого
треугольного girder могло бы также быть рассчитано, используя упрощенную модель с плоской связкой, подвергнутую
вертикальному изгибу, загружает F " (= 0.94 x M-n, /!). В конечном счете, когда развитый мост был подвергнут грузам
движения " от оси " F (соединил flexural-tor- sional загружающий условие(состояние)), полный линейно упругие
механические поведения, типа тех относительно отклонения и осевой силы, мог бы быть рассчитан через линейное
суперположение(суперпозицию) F и F ". Полный torsional искаженная форма моста опытного образца мог бы быть
впоследствии рассчитан через простой геометрический анализ.
4.2. Конечная модель элемента
Структурный проект предложенного моста опытного образца с 24 м. также проводился посредством конечного
элемента (FE) модель. Основанный на конечном - процессе моделирования элемента первоначального экземпляра моста с
12 м. [39,48,50], трехмерная модель моста опытного образца с 24 м. была построена, используя ANSYS 12.0-@ общего
назначения с конечным элементом анализ программное обеспечение - как изображено в рис. 18. В течение процесса
моделирования, Обстреляйте -63 элемента с линейными функциями формы, и изгибающиеся способности
наймутся(использовались), чтобы моделировать тонкие алюминиевые пластины orthotropic палубы. Одновременно, Луч 188 элементов с превышающим сжатием напряженности и изгибающимися способностями использовался, чтобы
моделировать профили типа crisscrossing " я " алюминия orthotropic палуба; верхние поперечные стальные фигурные
скобки; закончите поперечные алюминиевые фигурные скобки; и трубчатые GFRP аккорды основания, диагональные
472 в межчастном(межсекционном) joints
ткани(сети), и verticals. Гибрид PTTC и дополнительные плоские пластины клина
между сцепляющимися GFRP элементами был упрощен и оформлен, используя доли, подобные, те использовали для
передачи GFRP трубы. Моделировать стержень joints мужских кувшинов и женских челюстей между двумя смежными
модулями, " НЕПРИНУЖДЕННОСТЬ ENDREL- " -a специальная команда, нанятая(используемая), чтобы определить
набор соединенных градусов(степеней) свободы. В образцовом конечном элементе, если сроки(термины) неподвижности
напряжения Луча элемента -188 были включены. Обобщенным Hoo- законные отношения ke's для линейно упругих
анизотропных и isotropic материалов использовались как учредительные материальные законы для pultruded GFRP
профили и металлические элементы, соответственно. Механические свойства pultruded GFRP и стальных профилей,
используемых как входы к законам обобщенного Хук, внесены в список в 1 Столе. Нелинейные материальные поведения не
рассмотрелись, потому что вынужденные(вызванные) напряжения остались в пределах допустимого линейного
диапазона напряжения. Проблемы(выпуски) относительно buckling сжимающих членов не также рассмотрелись в
модели с конечным элементом. Просто - поддержанные граничные ограничения и загружающие условия(состояния)
были определены в
Алюминий orthotropic палуба объединенный
Nonal объединенный
GFRP диагональ ткани(сети) ^ GFRP аккорд основания GFRP вертикальный
Первоначальная единица с 6 м. гибридного космического моста связки
Упрощенная модель с плоской связкой треугольного girder
< От 2 до 1.5 м.
Плоская единица связки с 6 м.
< От 2 до 1.5 м.
< От 2 до 1.5 м.,
< От 2 до 1.5 м.
GFRP диагональ ткани(сети) GFRP аккорд основания
Рис. 16. Схемное решение упрощенной аналитической модели с плоской связкой моста опытного образца, подвергнутого
положительным грузам flexural.
// М. / >/
Конец поддержка
Конец поддержка
24 м.
473
Соответствие с вышеупомянутыми статическими испытаниями погрузки в полном масштабе. 4.3. Сравнение
механических действий
Эта секция стремится экспериментально к исследованию выполнимости вышеупомянутых аналитических и конечных
методов элемента для использования в предварительной процедуре проектирования моста с 24 м., развитого в этом
изучении. Рис. 19 изображает сравнение экспериментальных результатов, конечных ценностей элемента, и
аналитических решений относительно вертикальных смещений структуры, подвергнутой на - и " от оси " погрузка
сценариев. Для случая относительно погрузок " на оси ", рис. 19 (a) демонстрирует хорошее соглашение среди трех
линейных кривых, полученных через эксперименты, конечную модель элемента, и аналитическую модель. Например, в 80
kN, различие между экспериментальными результатами и конечными предсказаниями элемента, измеренными
приблизительно 11.4 %, в то время как соответствующее различие максимума между экспериментальными
результатами и аналитическими предсказаниями, измеренными грубо 6.1 %. Ценности Смещения, предсказанные
аналитическими и конечными моделями элемента наблюдались(соблюдались), чтобы быть большими сравненными с, те
сделали запись в течение экспериментов; конечный элемент и аналитические модели был, поэтому, рассмотрен, чтобы
иметь " по предсказанному " вертикальные деформации. Другими словами, реалистическая полная неподвижность
изгиба экспериментальной структуры большая сравненная с предсказанным конечным элементом и аналитическими
моделями.
Когда мост опытного образца был подвергнут " от оси " погрузка, рис. 19 (b) демонстрирует, что для левого (L)
также как права (R) треугольный girders, экспериментальная кривая смещения груза демонстрирует хорошее
соглашение с конечным элементом и аналитическими результатами. В 80 kN, максимальное различие между
экспериментальными и аналитическими результатами, передающими налево и правильным треугольным girders
измерило только 4.5 % и 6.7 %, соответственно, в то время как это между экспериментальными и конечными
результатами элемента, соответствующими той же самой паре girders измерило 3.5 % и 5.2 %, соответственно. Еще
раз, кажется, имеется последовательная тенденция, подобная тому, наблюдаемому(соблюдаемому) в рис. 19 (a).
Смещения, предсказанные аналитическими и конечными моделями элемента большие сравненные
Я
0. 3ml F
1. 2m
1. 2m
0. 8m
474
2. 0m
Аналитическая модель
MTD = 2MTB + 2MTS
K=>
MTR = F " Xw '/2
Torsion структуры тропинки близнеца
I/
Изгиб треугольного girder
-M.
TS
Vj
1
\
\'
/
\0
F
\'
/
/ Torsion треугольного girder
475
Рис. 17. Схемное решение упрощенной аналитической модели моста опытного образца, подвергнутого чистому torsion.
К тем сделал запись в течение экспериментов. Конечный элемент и аналитические модели мог бы, поэтому,
рассматриваться, чтобы оценить слишком высоко ценности структурных деформаций при погрузках " от оси ".
Фактическая torsional неподвижность экспериментальной структуры, поэтому, большая сравненная с предсказанным
конечным элементом и аналитическими моделями. Ввиду наблюдаемой(соблюдаемой) последовательности в тенденциях,
сравнения между torsional-моментом и кривыми torsional-по курсу не включены здесь.
Различия, упомянутые выше могли бы главным образом быть приписаны сложным местным структурным деталям
фактической структуры, которая, возможно, хорошо моделировалась или смоделирована конечным элементом и
аналитическими моделями, типа деталей относительно мужских кувшинов и женских челюстей, реалистические
центральные ценности неподвижности PTTCS (с уникальной гибридной конфигурацией) наряду с дополнительными
плоскими пластинами клина, дополнительные местные структуры палубы моста, и так далее. Например, вследствие
сложных местных устройств, гибридных конфигураций, специальных материальных свойств, несовершенного
connectors, и производственных погрешностей в фактической экспериментальной структуре, реальный joints элементов
связки не мог бы рассматриваться как идеальные твердые узлы в модели конечного элемента или идеале hinged узлами в
аналитической модели. Кажется, что в дополнение к экспериментальным ошибкам, различия могли бы также быть
вызваны пренебрегающимися результатами(влияниями) погрузки, обеспеченными к torsional моменту 2Мте
вынужденный(вызванный) в двух треугольном girders, несходства в границе вынуждают(ограничивают),
пространственный
Результаты(влияния), и другие местные устройства в конечном элементе или упрощенных аналитических моделях.
Незначительные(младшие) несоответствия, вообще, указывают, что установленный конечный элемент и упрощенные
аналитические модели с плоской связкой мог бы использоваться, чтобы точно предсказать полный изгиб и torsional
деформации в предложенном гибридном FRP-МЕТАЛЛЕ мосте с космической связкой под государством(состоянием)
предела эксплуатационной надежности. Выше сравнений указывают, что для такой гибридной структуры моста, PTTC
и их дополнительных плоских пластин клина мог бы непосредственно быть упрощен и представлен как доли, подобные
таковым передачи GFRP трубы.
Рис. 20 подарков сравнение экспериментального, аналитического и конечного 476
элемента кончается относительно
внутренних осевых сил, вынужденных(вызванных) в GFRP аккордах основания моста опытного образца с 24 м.,
подвергнутого двум различным сценариям погрузки. Вследствие космических ограничений и незначительных(младших)
ценностей несоответствий, сравнения относительно внутренних осевых сил, вынужденных(вызванных) в GFRP
диагональных тканях(сетях) не подготовлены в этой бумаге. Как ясно наблюдается(соблюдается) в рис. 20, для каждой
instrumented трубчатой взаимной секции аккорда основания, экспериментальные, аналитические и конечные кривые
элемента демонстрировали хорошее соглашение друг с другом. При условиях(состояниях) погрузок " на оси ",
наблюдаемое(соблюдаемое) максимальное различие между конечным элементом и экспериментальными результатами,
измеренными приблизительно 2.9 %, в то время как это между аналитическими и экспериментальными результатами,
измеренными грубо 4.2 %. Аналогично, при погрузках " от оси ", наблюдаемое(соблюдаемое) максимальное различие
между конечным элементом и экспериментальными результатами, измеренными приблизительно 10.6 %
( A)
Рис. 18. Конечная модель элемента экспериментального моста опытного образца.
Pinjoints Погрузка
100
В то время как это между аналитическими и экспериментальными результатами, измеренными приблизительно 3.1 %.
Полагается, что различие в ценностях наклона между фактической экспериментальной структурой и построено,
аналитические и конечные модели элемента могли бы главным образом быть приписаны вышеупомянутым причинам,
типа не-идеально смоделированных сложных местных структурных деталей, граница вынуждает(ограничивает),
пространственные результаты(влияния), и другие местные устройства. Несоответствие Предела указывает, что
аналитические и конечные модели элемента, нанятые(используемые) в этом изучении могли бы быть утверждены как
быть эффективный в точно предсказании осевых государств напряжения предложенного моста опытного образца.
5. Резюме и заключения
Это изучение было выполнено, поскольку часть проекта континуума, сосредоточенного на развитии эффективного
легкого vehicular критического положения соединяет выполнимый для действия по широкому диапазону прикладных
грузов и доступный в различных выборах промежутка. К этому концу, развитию также как выполнению(работе)
легкого моста опытного образца, который исследует, эксплуатационные преимущества, предлагаемые уникальной
модульной гибридной GFRP-МЕТАЛЛОМ структурной системой с космической связкой был описаны в этой рукописи.
Предложенный мост опытного образца, который был повторно разработан(повторно предназначен) основанным на
оптимизации короткого промежутка оригинала (12) м. экземпляр моста, был предназначен, чтобы быть легким,
обладать более длинным промежутком, и быть звук structurally. Сказанный чрезвычайный мост включает четыре
477 грузу грузовика, весящего 50 kN в то
модуля, измеряет 24 м. в промежутке, и обладает способностью противостоять
время как мост непосредственно веса приблизительно 6.2 тонн. Удивительно низкий вес единственного(отдельного)
модуля (1.54 тонны) особенно привлекателен для чрезвычайных целей, которые требуют, чтобы структуры были
легкими, таким образом облегчая транспортирование в частях через тяжело загруженные вертолеты или маленькие
грузовики. Другие требования включают уменьшенную установку и монтаж время также как низкие затраты
обслуживания когда нанято(используется) в действиях помощи в бедствии, особенно в изолированных ландшафтах
горы, в чем критические ситуации могут происходить, и случаи(дела), в чем много ограничений могут быть наложены.
Мост опытного образца с 24 м. был изготовлен и подвергнут к крупному масштабу - неразрушающая статическая
погрузка проверяет включение заявления(применения) на - и погрузках " от оси " чтобы исследовать линейно упругое
поведение структуры под государством(состоянием) предела эксплуатационной надежности. Мост демонстрировал
большое несоответствие в механическом поведении между двумя различными сценариями погрузки. Признаваемым как
наиболее критический случай погрузки для чрезвычайного моста с главным влиянием на распределение груза среди связки
girders, боковое распределение живет - загружающего было назначено большая важность в течение проекта моста
опытного образца с 24 м.. Дополнительно, проект сказанного чрезвычайного моста был управляемый неподвижностью и
нет
80
? Экспериментальные результаты • Конечный элемент кончаются Аналитические решения
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Смещения в midspan (mm)
- Экспериментальные результаты - L
- Конечные результаты элемента - L
- Аналитические решения - L
- Экспериментальные результаты - R
- Конечные результаты элемента - R
- Аналитические решения - R
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Смещения в midspan (mm)
20
478
Рис. 19. Сравнение экспериментального, конечного элемента, и аналитических результатов вертикального смещения в
midspan предложенного опытного образца соединяет под грузами (a) " на оси " и грузах (b) " от оси ".
( A)
100 - |
806040V -?
•a
20О
HJ
0-20-40Груз Off-оси
50
100 150 200
479
Экспериментальные результаты Конечный элемент кончаются Аналитические решения
50 100 150 200 Внутренних осевых силы (kN)
Экспериментальные результаты Конечный элемент кончаются Аналитические решения
Левый girder
ШЖ
K оставил girder
L-L 2 34 ~ я
250
250
Внутренняя осевая сила (kN)
( B)
250
Экспериментальные результаты Конечный элемент кончаются Аналитические решения
1 оставил girder
50 100 150 200
Внутренняя осевая сила (kN)
250
? - Экспериментальные результаты • - Конечные результаты элемента - Аналитические решения
50 100 150 200
Внутренняя осевая сила (kN)
Левый girder
480
( C)
250
Экспериментальные результаты Конечные результаты элемента - Аналитические решения
-i
1
1
R50 100 150 200
Экспериментальные результаты Конечный элемент кончаются Аналитические решения
50 100 150 200
Внутренняя осевая сила (kN)
Право girder*
Право girder4
250
Внутренняя осевая сила (kN)
Рис. 20. Сравнение экспериментального, конечного элемента, и аналитических результатов внутренних осевых сил,
вынужденных(вызванных) в GFRP аккордах основания предложенного моста опытного образца, (a) L2 (;) b L3; (c) L6.
Управляемый силой. Экспериментальная структура моста демонстрировала удовлетворительный полный изгиб и
torsional rigidities-измеряющий 4.05 x 10s N m2 и 167.2 kN-m/deg, соответственно - относительно критического
положения vehicular заявления(применения) моста. Ценности максимального фактора распределения полного моста
опытного образца, подвергнутого ООН - симметрические vehicular грузы движения были определены, чтобы быть 1.43.
GFRP элементы связки главным образом наблюдались(соблюдались), чтобы противостоять осевым силам, ценности
которых демонстрировали хорошее соглашение с осевыми механическими характеристиками типа вытеснения
unidirectional GFRP, соединения с низким хоронят - laminar, стригут силу. Они 481
были, поэтому, рассмотрены
соответствующими заявлению(применению) в сказанной гибридной системе, обладающей структурной формой с
космической связкой. Хорошее напряжение заявляет в пределах GFRP демонстрируемых труб
Выполнимость и эффективность оптимизированного центрального joints PTTCS, таким образом улучшая государства
напряжения сложных элементов и их гибридных связей. Достижение благоприятных демонстрируемых результатов,
что улучшенная версия первоначального экземпляра с 12 м. могла бы соответственно использоваться как связка girders в
предложенном легком чрезвычайном мосте с более длинным промежутком.
Чтобы позволять сравнения с экспериментальными результатами, конечный элемент и аналитические исследования
проводился основанным на конечном элементе и упрощен аналитические модели, предварительно установленные для
первоначального экземпляра моста с 12 м., включающего пары треугольной связки палубы girders. Выявляемые
сравнения, выполненные в терминах вертикальных смещений и осевых сил члена, демонстрируемая эффективность
трехмерного конечного элемента и упрощенных аналитических моделей когда используется для выполнения
структурных вычислений относительно крупномасштабной суперструктуры моста. В течение предварительных
структурных вычислений и процедур проекта предложенного легкого чрезвычайного моста, подвергнутого соединенный
flexural-torsional загружающие условия(состояния), линейно упругое механическое поведение структур под
государством(состоянием) предела эксплуатационной надежности могло бы быть предсказано, используя конечный
элемент и аналитические методы с достаточной точностью, включая полную деформацию полной структуры наряду с
внутренними осевыми силами, вынужденными(вызванными) в пределах GFRP элементов связки. Результаты,
представленные в этой работе, как ожидается, внесут ценное понимание, который в свою очередь, могли бы далее
вести к развитию подобных легких структурных систем.
Подтверждения
Это исследование было поддержано Естественными Основами Науки Jiangsu Области (BK20170752), Национальная
Естественная Основа Науки Китая (51708552), Молодого Отборного Субсидирования(покровительства) Ученого, и
Постдокторского Предоставления Основы Науки Китая (2017M623401). Вся расширенная(продленная) поддержка с
благодарностью подтверждена.
Приложение A. Дополнительный материал
Дополнительные данные к этой статье(изделию) могут быть найдены диалоговыми в https: // doi. org/10.
1016/j.engstruct.2019.109291.
Ссылки(рекомендации)
Compos Sci Технический 2009; 69 (ll-12):1896-903.
[ 17] Zhou YZ, Раздуйте HL, Jiang КБ, Gou MK, Li N, Zhu PC, и другие Экспериментальные flexural поведения CFRP
усилили алюминиевые лучи. Compos Struct 2014; 116 (9):761-71.
482
[ 18] Gand AK, Chan TM, Mottram JT. Gvil и структурные технические заявления(применения),
недавние тенденции,
исследование и достижения на pultruded волокне укрепило полимер закрытые секции: обзор. Фронт Struct Civ Eng 2013; 7
(3):227-44.
[ 19] Correia МЛАДШИЙ, Bai Y, Keller T. Обзор поведения огня(пожара) pultruded GFRP структурные профили для
заявлений(применений) гражданского строительства. Compos Struct 2015; 127:267-87.
[ 20] Zhao XL, Zhang L. Современных обзора на FRP усилил стальные структуры. Eng Struct 2007; 29:1808-23.
[ 21] Kim YJ. Штат практика FRP соединений в мостах шоссе. Eng Struct 2019; 179:1-8.
[ 22] Satasivam S, Feng P, Bai Y. Сложные действия в пределах стальных - FRP сложных систем луча с новой слепой
задвижкой стригут связи. Eng Struct 2017; 138:63-73.
[ 23] Teng JG, Zhang SS, Chen JF. Модель Силы в течение конца закрывает(охватывает) отказ(неудачу) разделения в RC
лучах, усиленных с поверхностным установленным (NSM) FRP полосы. Eng Struct 2016; 110:222-32.
[ 24] Kong B, Cai CS, Kong X. Тепловых анализа собственности и заявления(применения) GFRP групп к составным
мостам границы. Eng Struct 2012; 41:126-35.
[ 25] Sonia YA, Джулия DC, Томас К. Система поперечный " в самолете " стрижет неподвижность pultruded GFRP
палубы моста. Eng Struct 2016; 107:34-46.
[ 26] Wang X, Shi JZ, Wu G, Yang L, Wu ZS. Эффективность basalt FRP сухожилия для укрепления RC лучей через
внешнюю prestressing технику. Eng Struct 2015; 101:34-44.
[ 27] Wang X, Wu ZS. Оценка FRP и гибрида FRP телеграммы(кабели) для высшего качества длинный промежуток
телеграммы(кабеля) - осталась мосты. Compos Struct 2010; 92:2582-90.
[ 28] Hu N, Feng P, Dai GL. Структурное художественное прошлое, существующее и будущее. Eng Struct 2014; 79:40716.
[ 29] Hu N, Dai GL, Yan B, и другие Недавнее развитие проекта и строительства среды и долго охватывает
быстродействующие железнодорожные мосты в Китае. Eng Struct 2014; 74:233-41.
[ 30] Xiong B, Lin GC, Zhang YT, и другие Изготовление и изгибающий отношение(поведение) анализа
способности(вместимости) объединенной производственной сложной связки. J Harbin Inst Technol 2014; 46 (5):46-50.
[ 31] Feng P, Tian Y, Qin ZP. Статическое и динамическое поведение моста связки, сделанного FRP pultruded профили.
Indust Constr 2013; 43 (6):36-41.
[ 32] Bai Y, Keller T. Модальная идентификация параметра для GFRP моста пешехода. Compos Struct 2008; 82 (1):90-100.
[ 33] Bai Y, Yang X. Романа, объединенные для собрания все-сложных космических структур связки: концептуальный
проект и предварительное изучение. J Compos Constr 2013; 17:130-8.
[ 34] Yang X, Bai Y, Звенят FX. Структурное выполнение(работа) крупномасштабной космической структуры(рамки)
собрало использование pultruded GFRP соединения. Compos Struct 2015; 133:986-96.
483
[ 35] Hagio H, Utsumi Y, Kimura K, Takahashi K, Itohiya G, Tazawa H. Развитие космической
структуры связки,
использующей стеклянное волокно укрепило пластмассы. Продвинутые Материалы для Строительства Мостов, Зданий,
и Другого Structures-Ш. Разработка Конференций Международный Inc; 2003.
[ 36] Matharu NS, Mottram JT. Равнина и threaded отношение(поведение) сил для проекта bolted связей с pultruded FRP
материал. Eng Struct 2017; 152:878-87.
[ 37] Feo L, Marra G, Mosallam КАК. Анализ Напряжения много-bolted joints для FRP pultruded сложные структуры.
Compos Struct 2012; 94:3769-80.
[ 38] Wu C, Feng P, Bai Y. Сравнительное изучение на статическом и действия усталости pultruded GFRP joints
использование обычных и слепых задвижек. J Compos Constr 2015; 19 (4):04014065.
[ 39] Zhang DD, Zhao QL, Huang YX, Li F, Chen HS, Miao DS. Flexural свойства легкой гибридной FRP-АЛЮМИНИЯ
модульной космической связки соединяют систему. Compos Struct 2014; 108:600-15.
[ 40] Dauner HG, Decorges G, Oribasi A. Lully viaduct ^ сложный мост со стальной связкой трубы. J Constr Сталь Res
1998; 46 (l):67-8.
[ 41] Han ЛЮФТГАНЗА, Xu W, Он SH, Tao Z. Flexural поведение бетона заполнил сталь трубчатый (SFST) аккорд к
полой трубчатой связке фигурной скобки: эксперименты. J Constr Сталь Res 2015; 109:137-51.
[ 42] Xu W, Han ЛЮФТГАНЗА, Tao Z. Flexural поведение изогнутого бетона заполнил стальные трубчатые связки. J
Constr Сталь Res 2014; 93:119-34.
[ 43] Wang RH, Li QS, Luo QZ, и другие Нелинейный анализ стали соединения связки пластины girders. Eng Struct 2003; 25
(ll):1377-85.
[ 44] Machacek J, Cudejko М. Сталь Соединения и бетон соединяет связки. Eng Struct 2011; 33 (12):3136-42.
[ 45] Huang WJ, Lai ZC, Chen ВС, и другие Экспериментальное поведение и анализ prestressed заполненной бетоном
стальной трубы (CFT) связка girders. Eng Struct 2017; 152:607-18.
[ 46] Huang YF, Briseghella B, Zordan T, и другие Колебание стола проверяет на оценку сейсмического
выполнения(работы) творческого легкого моста с CFST сложной связкой girder и пирсом решетки. Eng Struct 2014;
75:73-86.
[ 47] Zhang DD, Huang YX, Zhao QL, и другие Оценка torsional механизма в соответствии с аналитическим решением к
гибридной FRP-АЛЮМИНИЮ треугольной структуре связки палубы. Реклама Struct Eng 2016; 19 (5):871-9.
[ 48] Zhang DD, Zhao QL, Li F, и другие Экспериментальное и числовое изучение torsional собственности гибридной FRPАЛЮМИНИЯ модульной треугольной структуры связки палубы. Eng Struct 2017; 133:172-85.
[ 49] Zhang DD, Li F, Zhao QL, и другие Аналитические решения torsional механизма для гибридного FRP-АЛЮМИНИЯ
моста связки места тропинки близнеца. Реклама Struct Eng 2016; 19 (12):1832-40.
[ 50] Zhang DD, Zhao QL, Li F, и другие Torsional поведение гибридного FRP-АЛЮМИНИЯ космического моста связки:
484
экспериментальное и числовое изучение. Eng Struct 2018; 157:132-43.
[ 51] Zhang DD, Li F, Shao F, и другие T Оценка эквивалента, изгибающего неподвижность в соответствии с
упрощенным теоретическим решением к FRP-АЛЮМИНИЮ структуре связки палубы. KSCE J Gv Eng 2019; 23 (l):36775.
[ 52] Китай Национальный Военный Стандарт. Груз Проекта для Военных Мостов (GJB 435-88); июнь 1988 [в
Китайце].
[ 53] Китай Национальный Военный Стандарт. Общий Кодекс для Военного Проекта Моста (GJB 1162-91); июнь 1992
[в Китайце].
[ 54] Bao SH, Гонг YG. Структурная механика. Wuhan: Wuhan Университет Пресса(печати) Технологии; 2006.
1 алюминий
24
6 9 12 15 18 21 24
0 3 6 9 12 15 18 21
Местоположение электронных датчиков смещения по более низкому члену аккорда (m)
Рис. 10. Измеренное изменение(разновидность) в вертикальных деформациях близнеца треугольная связка палубы girders
при увеличении статических грузов, (a) грузы On-оси; (b) загружает " от оси ".
[ 11]
Robinson MJ, Kosmatka JB. Развитие укрепленного волокном сложного моста с коротким промежутком для
чрезвычайного ответа и военных заявлений(применений). J Соединяет Eng 2008; 13:388-97.
[ 12] Kosmatka JB. Структурное испытание DARPA/BIR сложного армейского моста. Compos Struct 1999; 44 (2-3):99115.
[ 13] Wight RG, ЕгИ М., Shyu СГ, и другие Развитие FRP складного моста с коротким промежутком экспериментальные результаты. J Соединяет Eng 2006; ll (4):489-98.
[ 14] Род L. Проектирование tensegrity модули для мостов пешехода. Eng Struct 2010; 32 (4):1158-67.
[ 15] Feng P, Ye LP, Teng JG. Laige-промежуток ткущаяся структура ткани(сети), сделанная укрепленного волокном
полимера. J Compos Constr 2007; ll (2):110-9.
[ 16] Раздувают HL, Jin FN, Fang DN. Характеристика результатов(влияний) края сложных структур решетки.
1 Соответствующий автор. Адресы Электронной почты: zhangdodol986 sohu.com (D. Zhang), yaru419828 163. com (Y.
Lv).
Https: // doi. Org/10. 1016/j.engstruct.2019.109291
Полученный 8 июня 2018; Полученный в пересмотренной форме 8 июня 2019; Принимающийся 8 июня 2019 0141-0296/ ©
2019 Elsevier Ltd. AH сохраненные права.
485
2 Представление и фон(подготовка)
Быстро складные системы соединения - хорошие кандидаты на использование в чрезвычайных спасательных
операциях, провеимых после естественных и человеческое-вызванных [1] бедствий. Эти мосты обладают
характеристиками являющийся легко и быстро транспортируемый, установленный, и удаленный для повторного
использования на многократных участках. Однако, вследствие развития критических ситуаций и выпуска ограничений в
пределах воздействующихся бедствием областей, особенно, что в изолированных областях(регионах) горы, существуя
prefabricated чрезвычайные мосты наряду с их связанными тяжелыми машинами и транспортными средствами может
находить это трудным к доступу воздействующимся участком, таким образом причиняя ненужные задержки в
Клавиатура блока
4
Brittani RR, Ashley ЗАПЯТАЯ. Портативный и быстро складные мосты: исторические перспективные и недавние
достижения технологии. J Соединяет Eng 2013; 18:1074-85.
[ 2] Chikahiro Y, Ario я, Nakazawa М. Теория и изучение проекта моста типа ножниц в полном масштабе. J Соединяет
Eng 2016; 21 (9):04016051.
[ 3] Foss CI ', Gander TJ. Военные транспортные средства Джейн и материально-техническое обеспечение. Surrey,
Великобритания: Информационная Группа Джейн; 2001.
[ 4] Sedlacek G, Trumpf H. Развитие легкого чрезвычайного моста. Struct Eng Int 2004; 14 (4):282-7.
[ 5] Teixeira AMAJ, pfeil ГОСПОЖА, Battista RC. Структурная оценка GFRP связки girder для складного моста. Compos
Struct 2014; 110 (4):29-38.
[ 6] Iwao S, Itaru N. Несущие груз свойства моста FRP после девяти лет выставки. В: CICE 2010 - 5-ая международная
конференция по FRP соединениям в гражданском строительстве, 27-29 сентября, Пекине, Китай; 2010.
[ 7] Kostopoulos V. Проекта и строительство моста vehicular, сделанного стакана / полиэстера pultruded лучи коробки.
Пластмассы Rubbers Compos 2005; 34 (4):201-7.
[ 8] Veuve N, Safaei SD, Кузнец IFC. Активный контроль(управление) для середины связи промежутка складного tensegrity
пешеходного моста. Eng Struct 2016; 112:245-55.
[ 9] Thrall АГЕНТСТВО АП, Adriaenssens S, Paya-Zaforteza я, и другие Редактирование-основанные подвижные мосты:
методология проекта и три новых формы. Eng Struct 2012; 37:214-23.
[ 10] Lederman G, Вы Z, Glisic B. Новый складной привязанный мост арки(дуги). Eng Struct 2014; 70:1-10.
----------------------------------------------------- ------------------------------------------------------------------------- ---------------------
486
Разработка Структур 196 (2019) 109291
Разработка Структур 196 (2019) 109291
D. Zhang, и al
Разработка Структур 196 (2019) 109291
D. Zhang, и al
Разработка Структур 196 (2019) 109291
4
3
D. Zhang, и al
Разработка Структур 196 (2019) 109291
D. Zhang, и aL Технические Структуры 196 (2019) 109291
8
9
Я
( A)
D. Zhang, и aL
487
Разработка Структур 196 (2019) 109291
5
( A)
D. Zhang, и aL
Разработка Структур 196 (2019) 109291
( A)
D. Zhang, и aL
Разработка Структур 196 (2019) 109291
12
13
D. Zhang, и al
Разработка Структур 196 (2019) 109291
10
D. Zhang, и al
Разработка Структур 196 (2019) 109291
488
D. Zhang, и al
Разработка Структур 196 (2019) 109291
( A)
D. Zhang, и aL
Разработка Структур 196 (2019) 109291
( A)
D. Zhang, и aL
Разработка Структур 196 (2019) 109291
D. Zhang, и al
Разработка Структур 196 (2019) 109291
D. Zhang, и al
Разработка Структур 196 (2019) 109291
D. Zhang, и al
Разработка Структур 196 (2019) 109291
Аннотация китайского моста собранного из полимерных сверхпрочных и сверхлегких материалов изготовленных в Китайской
народной республике (КНР) сборно-разборный китайский мост для условия помощи в бедствии при критической ситуации,
разрушения старого железнодорожного моста и происходят и в случаях , где много ограничений. В КНР разработан новый
полимерный сверхлегкий и сверхпрочный гибридный материал GFRP-МЕТАЛЛ с использованием стекловолокна, что позволило
разработать быстро собираемый мост предложить и разработать модульный чрезвычайный мост длиной промежутка 51 м. и
способности(вместимости) груза vehicular 200 kN. Крупномасштабный мост состоял из верхней сложной связки коробки girder и
489
более низкого гибридного компонента вереницы (стеклонити). Продвинутый гибрид PTTC
технология наймется (использовался)
для jointing трубчатые GFRP элементы. Новый длинный - охватывают мост, который был повторно разработан китайскими
инженерами (повторно предназначен) основанным на оптимизации оригинала, короткого промежутка, гибридная
высокопрочный полимер материал , который используется космических станций , для соединения моделей железнодорожного
моста , позволяет создать сверхлегкие фермы для быстро собираемых мостов в чрезвычайных ситуациях в КНР показал
хорошие характеристики - sructurally. Полный вес моста был приблизительно 162 kN.
С низким само-весом,
разработанный (предназначенный) мост мог бы удовлетворять первичные легкие требования для чрезвычайных целей в
Китайской народной Республике
ВЫВОДЫ по испытанию математических моделей испытания узлов и фрагментов компенсатора пролетного строения из
упругопластических стальных ферм 6 , 9, 12, 18, 24 и 30 метров , однопутный, автомобильный , ширина проезжей части 3 метра,
грузоподъемностью 10 тонн , ускоренным способом, со встроенным бетонным настилом с пластическими шарнирами ( компенсаторами )
, системой стальных ферм соединенных элементов на болтовых и соединений между диагональными натяжными элементами, верхним и
нижним поясом фермы из пластинчатых пролетной стальной фермы- балки с применением гнутосварных профилей прямоугольного
сечения типа "Молодечно" ( серия 1.460.3-14 ГПИ " Ленпроектстальконструкция" ) для системы несущих элементов и элементов
проезжей части армейского сбрно- разборного пролетного строения моста с упругопластическими коменсатора проф дтн ПГУПС
А.М.Уздина с со сдвиговыми жесткостью с использованием при испытаниях упругпластических ферм ПК SCAD и
использовании при лабораторных испытаниях в СПб ГАСУ организацией "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ выполненный
расчет американскими организациями в программе 3D- модели конечных элементов компенсатора–гасителя
напряжений для пластичных ферм американскими инженерами, при строительстве переправы , длиной 260 футов ( 60м етров ) через
реку Суон в штате Монтана в 2017 году и исптание опоры скользящей и использование изобретение "Огнестойкий компенсатора гаситель температурных напряжений " МПК F16L 23/00, А16Д 27/2 ( направлено в ФИПС 14.02.2022) на фланцевых фрикционноподвижных соединениях с учетом сдвиговой прочности , расположенными в длинных овальных отверстиях, с целью обеспечения
надежности соединения, при температурных колебаний и при импульсных растягивающих и динамических нагрузках), согласно
изобретениям проф. дтн. ПГУПС А.М.Уздина: №№ 1143895, 1174616, 1168755, 2010136746 "Способ защиты зданий", 165076 "Опора
сейсмостойкая", 2550777, 154506 "Панель противовзрывная", предназначенных для сейсмоопасных районов с сейсмичностью более 9
баллов с трубопроводами , которые крепились с помощью фрикционных протяжных демпфирующих компенсаторов (ФПДК) с
контролируемым натяжением, расположенных в длинных овальных отверстиях и их программная реализация в SCAD Office.
https://mail.google.com/mail/u/2/#inbox/FMfcgzGrbvFGqfqBMpVcqVrBrHXBDMxD
https://mail.yahoo.com/d/folders/1/messages/584
https://mail.yahoo.com/d/folders/1/messages/521
https://mail.rambler.ru/folder/INBOX/58/?folderName=INBOX
https://ibb.co/album/bMqNdL
https://ibb.co/album/qChm97
https://ibb.co/album/qChm97
https://mail.rambler.ru/folder/INBOX/56/?folderName=INBOX
Резюме
490
Проект легкого критического положения vehicular мост, включающий GFRP-МЕТАЛЛ сложную связку пластины girder и
измерение 24? М. в промежутке сообщен.
Сказанный мост был разработан(предназначен) основанным на оптимизации первоначального экземпляра моста с 12 м..
Мост, так развитый, предназначен, чтобы быть легким, structurally звук с модульной выполнимостью, и представителем
строительства, которое является меньшим количеством времени, потребляя полный и полностью эксплуатирует
преимущества, предлагаемые при помощи свойственного и дополнительного pultruded GFRP материалы.
Концептуальный проект и соображения(рассмотрения) крупномасштабной структуры был сначала описан подробно.
Впоследствии, неразрушающие испытания в полном масштабе были выполнены на - и " от оси " статические погрузки,
чтобы оценить фактический линейно упругое механическое поведение опытного образца.
Экспериментальные демонстрируемые результаты, что мост удовлетворительно встретил требования силы, полной
неподвижности изгиба, и torsional жесткости относительно заявлений(применений) с чрезвычайным мостом.
Признаваемым как наиболее критический случай погрузки для чрезвычайных мостов с главным влиянием на
распределение груза среди связки girders, боковое распределение живет - загружающего было назначено большая
важность в течение проекта уникального моста. Тип вытеснения unidirectional GFRP профили с высоко - продольным но
низким стрижет силы, преобладающе подходящий для структур, подвергнутых большим осевым силам, и, поэтому,
соответствующий заявлению(применению) в предложенной гибридной структурной системе.
Благоприятные демонстрируемые результаты испытания, что предложенная улучшенная версия первоначального
концептуального проекта может соответственно использоваться как связка girder для нового легкого чрезвычайного моста
с более длинным измеренным промежутком. Предлагается, что такой гибридный мост, который демонстрирует разумно
хороший линейно упругое поведение под обслуживанием(службой), живет грузы, должен также быть
разработан(предназначен) в соответствии с критерием неподвижности. Передача конечного элемента и аналитических
исследований была выполнена и сравнена против экспериментальных результатов пока демонстрация хорошего
соглашения. Выявляемые сравнения указали, что установленные упрощенные аналитические модели и конечная модель
элемента (FEM) были, оба одинаково применимы для использования в предварительных структурных вычислениях и
проекте улучшенного моста под государствами в пределах предела эксплуатационной надежности. Результаты,
сообщенные здесь, как ожидается, будут делать ценный начальный вклад, который в свою очередь, могли бы далее вести
491
к развитию подобных легких структурных систем.
Метод предельного равновесия для расчета стаически неопредлелимых железобетонных конструкций.
Теория и практика.
Расчет по методу предельного равновесия (далее МПР) позволяет, как уже известно, вскрыть резервы
прочности конструкций за счет учета пластических и других неупругих свойств материалов. В результате
расчеты статически неопределимых конструкций по МПР являются более выгодными, чем по упругой
стадии, и могут приводить к экономии материалов.
Экономичность МПР зависит от большого ряда факторов, в числе которых наиболее важную роль
играет степень статической неопределимости конструкции.
Рассмотрим дважды статически неопределимую балку, изображенную на рис.1.
Рис.1.
Балка обладает одинаковой прочностью на изгиб по всей длине. На рис.1 показана эпюра изгибающих
моментов в упругой стадии от нагрузки q=1.
492
Рис.2.
493
С точки зрения расчета системы как упругой данная нагрузка является разрушающей - обозначим ее
как qу (рис.2). Пластические шарниры образуются на опорах. Следовательно, значение этой разрушающей
нагрузки будет:
_ 12Мт
Где Мт - опорный момент.
Между тем балка работала до сих пор только в пределах упругой стадии. Она сохранила свою
геометрическую неизменяемость и способна поэтому нести дополнительную нагрузку вплоть до
образования третьего - пролетного шарнира. Пролетный шарнир возникает тогда, когда с ростом нагрузки
момент в середине пролета тоже достигнет величины:
Мт = ^.
12
Для этого он после окончания упругой стадии должен возрасти на величину:
12
q тy lтz Мт
ДМт = Мт - _ о 12 2
После образования опорных пластических шарниров балку при работе ее на
т
дополнительную нагрузку Aq можно рассматривать как статически определимую
вследствие чего имеем рис.3.
Пи
494
М
8
т /Рис.3.
2=Ж/
A ql 2 АМт = ——
т
8
Откуда
I2 Aq =
I2
8 ДМт 4 Мт
495
XIII Всероссийский съезд по фундаментальным проблемам теоретической и прикладной механики,
Санкт-Петербург, 21-25 августа 2023 года. С.
В результате несущая способность рассматриваемой балки, определенная по методу предельного
равновесия, т.е. с учетом пластических деформаций, превышает вычисленную в предположении работы
балки как упругой системы на величину, равную:
Аа
Мт Мт
— 100 = (4-f: 12-^)100 = 33% qy £z tz
Показательны опыты, доказывающие эту теорию, по испытанию плит выполненные Б.Г. Кореневым
под руководством А.А. Гвоздева в 1939 г. А так же более поздние испытания различных конструкций
выполненные С.М. Крыловым.
В [3] на примере двухпролетной статически неопределимой балки экспериментально получено
значение перераспределения моментов 30%.
В целом все эти опыты свидетельствуют, что причиной перераспределения усилий служит вся сумма
неупругих деформаций, возникающих в бетоне, арматуре и конструкции в целом при работе ее в стадии
предельного равновесия.
Список литературы:
1.
2.
Кальницкий А.А. Расчет статически неопределимых железобетонных конструкций с учетом
перераспределения усилий. Издательство литературы по строительству. Москва 1970.
Крылов С.М. Перераспределение усилий в статически неопределимых железобетонных
конструкциях. Научно-исследовательский институт бетона и железобетона. Издательство литературы
по строительству. Москва — 1964.
3.
Крылов С.М. К вопросу о расчете железобетонных неразрезных балок с учетом перераспределения
усилий. НИИЖБ "Исследования по теории железобетона" Госстройиздат Москва 1960г. Труды
института Выпуск 17.
497