Способ усиления пролетного строения мостового сооружения. Изобретение

1.

НАЗВАНИЕ ПОЛЕЗНОЙ МОДЕЛИ Изобретение "Способ усиления
пролетного строения мостового сооружения с использованием
комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов имени Владимира Путина»
Е 04 Н 9/02
регистрационный 2024100839 входящий 001551 дата поступления ФИПС 10.01.24 Бережковская наб 30
14 февраля 2024 г. в 11:00 (МСК) Ассоциация развития стального строительства проведет бесплатный вебинар на
тему «Совершенствование практических расчетов элементов стальных конструкций на прочность». Спикеры:
- Белый Григорий Иванович, д.т.н., профессор СПбГАСУ, директор ООО "НИПИ "ЭРКОН";
- Гарипов Азат Ильшатович, ведущий инженер ООО "НИПИ "ЭРКОН".
На вебинаре Вы узнаете:
- Проверка прочности элементов стальных конструкций при совместном действии продольной силы и двух изгибающих
моментов по формуле 105 СП 16.13330.2017 не соответствует фактическому предельному состоянию;
- Расчетами с использованием численных методов выявлены резервы прочности двутавров и прямоугольных труб до 30 %
и более, позволяющие сократить металлоемкость на 20% при оптимизации сечения;

2.

- Предлагается инженерная методика расчета двутавров и прямоугольных труб на прочность в упругопластической
стадии работы материала.
Вебинар на тему Особенности проектирования стальных каркасов в
сейсмических районах» Дата: 8 февраля 2024 г. Время: 15:00-16:00 (МСК)
Дистанционный доклад авторов изобртения проф дтн А.М.Уздина инж
,Богданова И.А , профТемнова В.Г.инж Коваленко А.И.ктн доц Егорова О
А,"Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с
использованием комбинированных пространственных трехгранных
структур для сейсмоопасных районов имени Владимира
Путина» Е 04 Н 9/02
регистрационный 2024100839 входящий 001551
дата поступления ФИПС 10.01.24 :" Расчет неразрезных стальных ферм-балок
с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость
для восстановления, усиления и повышение грузоподьемнсти
железнодорожного мостового сооружения с использванем комбири рованных
просттантвенных структур "Новокисловодс"
Авторы изобретения и разработчики проектной документации для
использования и для повышения грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения
за счет применения комбинированных пространственных стальных каркасов (трехгранных

3.

структур) для сейсмоопасных районов
имени Владимира Путина» и
"Расчет в ПК SCAD 3D комбинированных пространственных структур из трехгранных неразрезных ферм балок предварительно -напряженных с большими перемещениями на предельное равновесие , с учетом
приспособляемости , с использованием сдвиговых демпфирующих компенсаторов с тросовой гильзоой
проф дтн А.М.Уздина,Богданова И.А ,Темнова Д.Г. Коваленко А.И. Егорова О А,
выполненную по изобретениям" для сейсмоопасных районов
имени
Владимира Путина " .
Приобрести альбом " Повышение сейсмостойкости мостового сооружения и
устранения критического дефицита сейсмостойкости пролетного строения
железнодорожного и автомобильного моста, с использованием стального каркаса из
комбинированных пространственных трехранных ферм-балок
для повышения сейсмостойкость и устранения критического дефицита
сейсмостойкости железнодорожного моста имени Владимира Путина " за 5 тыс руб
(аванс) выполенные по изобретателям : Коваленко А. И,Уздиным, А. М,
Богдановой И.А, тел/факс (812)694-78-10, (921) 962-67-78, (911) 175-84-65
[email protected] [email protected] [email protected]
[email protected] https;//t.me/resistance_test Карта СБЕР: 2202 2006
4085 5233 Счет получателя 40817810455030402987 тел привязан (921) 962 -67-78
Елена Ивановна Коваленко

4.

Вся стоимость альбома и проектной документации 10 тыс руб
[email protected]
НАЗВАНИЕ ПОЛЕЗНОЙ МОДЕЛИ Изобретение "Способ усиления
пролетного строения мостового сооружения с использованием
комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов имени Владимира Путина» Е 04 Н
9/02 регистрационный 2024100839 входящий 001551 дата поступления
ФИПС 10.01.24 Бережковская наб 30
НАЗВАНИЕ ПОЛЕЗНОЙ МОДЕЛИ Изобретение "Способ усиления
пролетного строения мостового сооружения с использованием
комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов имени Владимира Путина»
Е 04 Н 9/02
регистрационный 2024100839 входящий 001551 дата поступления ФИПС 10.01.24 Бережковская наб 30

5.

14 февраля 2024 г. в 11:00 (МСК) Ассоциация развития стального строительства проведет бесплатный вебинар на
тему «Совершенствование практических расчетов элементов стальных конструкций на прочность». Спикеры:
- Белый Григорий Иванович, д.т.н., профессор СПбГАСУ, директор ООО "НИПИ "ЭРКОН";
- Гарипов Азат Ильшатович, ведущий инженер ООО "НИПИ "ЭРКОН".
На вебинаре Вы узнаете:
- Проверка прочности элементов стальных конструкций при совместном действии продольной силы и двух изгибающих
моментов по формуле 105 СП 16.13330.2017 не соответствует фактическому предельному состоянию;
- Расчетами с использованием численных методов выявлены резервы прочности двутавров и прямоугольных труб до 30 %
и более, позволяющие сократить металлоемкость на 20% при оптимизации сечения
Вебинар на тему Особенности проектирования стальных каркасов в
сейсмических районах» Дата: 8 февраля 2024 г. Время: 15:00-16:00 (МСК)
Дистанционный доклад авторов изобртения проф дтн А.М.Уздина инж
,Богданова И.А , профТемнова В.Г.инж Коваленко А.И.ктн доц Егорова О
А,"Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с
использованием комбинированных пространственных трехгранных
структур для сейсмоопасных районов имени Владимира
Путина» Е 04 Н 9/02
регистрационный 2024100839 входящий 001551
дата поступления ФИПС 10.01.24 :" Расчет неразрезных стальных фермбалок с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость для восстановления, усиления и повышение

6.

грузоподьемнсти железнодорожного мостового сооружения с использванем
комбири рованных просттантвенных структур "Новокисловодск"
Авторы изобретения и разработчики проектной документации для
использования и для повышения грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения
за счет применения комбинированных пространственных стальных каркасов (трехгранных
структур) для сейсмоопасных районов
имени Владимира Путина» и
"Расчет в ПК SCAD 3D комбинированных пространственных структур из трехгранных неразрезных ферм балок предварительно -напряженных с большими перемещениями на предельное равновесие , с учетом
приспособляемости , с использованием сдвиговых демпфирующих компенсаторов с тросовой гильзоой
проф дтн А.М.Уздина,Богданова И.А ,Темнова Д.Г. Коваленко А.И. Егорова О А,
выполненную по изобретениям" для сейсмоопасных районов
имени
Владимира Путина " .
Приобрести альбом " Повышение сейсмостойкости мостового сооружения и
устранения критического дефицита сейсмостойкости пролетного строения
железнодорожного и автомобильного моста, с использованием стального каркаса из
комбинированных пространственных трехранных ферм-балок
для повышения сейсмостойкость и устранения критического дефицита
сейсмостойкости железнодорожного моста имени Владимира Путина " за 5 тыс руб

7.

(аванс) выполенные по изобретателям : Коваленко А. И,Уздиным, А. М,
Богдановой И.А, и др. тел/факс (812)694-78-10, (921) 962-67-78, (911) 175-84-65
[email protected] [email protected] [email protected]
[email protected] https;//t.me/resistance_test Карта СБЕР: 2202 2006
4085 5233 Счет получателя 40817810455030402987 тел привязан (921) 962 -67-78
Елена Ивановна Коваленко
Вся стоимость альбома и проектной документации 10 тыс руб
[email protected]
НАЗВАНИЕ ПОЛЕЗНОЙ МОДЕЛИ Изобретение "Способ усиления
пролетного строения мостового сооружения с использованием
комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов имени Владимира Путина» Е 04 Н
9/02 регистрационный 2024100839 входящий 001551 дата поступления
ФИПС 10.01.24 Бережковская наб 30
НАЗВАНИЕ ПОЛЕЗНОЙ МОДЕЛИ Изобретение "Способ усиления
пролетного строения мостового сооружения с использованием

8.

комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов имени Владимира Путина»
Е 04 Н 9/02
регистрационный 2024100839 входящий 001551 дата поступления ФИПС 10.01.24 Бережковская наб 30
14 февраля 2024 г. в 11:00 (МСК) Ассоциация развития стального строительства проведет бесплатный вебинар на
тему «Совершенствование практических расчетов элементов стальных конструкций на прочность». Спикеры:
- Белый Григорий Иванович, д.т.н., профессор СПбГАСУ, директор ООО "НИПИ "ЭРКОН";
- Гарипов Азат Ильшатович, ведущий инженер ООО "НИПИ "ЭРКОН".
На вебинаре Вы узнаете:
- Проверка прочности элементов стальных конструкций при совместном действии продольной силы и двух изгибающих
моментов по формуле 105 СП 16.13330.2017 не соответствует фактическому предельному состоянию;
- Расчетами с использованием численных методов выявлены резервы прочности двутавров и прямоугольных труб до 30 %
и более, позволяющие сократить металлоемкость на 20% при оптимизации сечения
Заключение на изобретение: "Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с
использованием комбинированных пространственных структур ( Новокисловодск) для сейсмоопасных
районов" RU 2024100839, Входящий № 001551 Дата поступления в ФИПС 10.01. 2024 :
На основании прямого упругопластического расчета стальных ферм-балок с большими перемещениями
на предельное равновесие и приспособляемость (А.Хейдари, В.В.Галишникова) и анализа результатов
расчета проф дтн ПГУПС А.М.Уздина, можно сделать следующие выводы. 1. Очевидным
преимуществом квазистатического расчета пластинчатых балок с пластинчато -балочной системой с
упруго пластинчатыми сдвиговыми компенсаторами , является его относительная простота и высокая
скорость выполнения, что полезно на ранних этапах вариантного проектирования с целью выбора наиболее
удачного технического решения. 2. Допущения и абстракции, принимаемые при квазистатическом расчете,

9.

рекомендованном , приводят к значительному запасу прочности стальных ферм-балок моста и перерасходу
материалов в строительных конструкциях. 3. Рассматривалась упругая стадия работы , не допускающая
развития остаточных деформаций. Модульный анализ, являющийся частным случаем динамического
метода, не применим при нелинейном динамическом анализе.
4. Избыточная нагрузка, действующее при чрезвычайных и критических ситуациях на трехгранную
ферму- балку и изменяющееся по координате и по времени, в SCAD следует задавать дискретными
загружениями фермы-балки . Каждому загружению соответствует свой график изменения значений и время
запаздывания. 5. SCAD позволяет учесть относительное демпфирование к коэффициентам Релея, только
для первой и второй собственных частот колебаний , что приводит к завышению демпфирования и
занижению отклика для частот возмущения выше второй собственной. Данное обстоятельство может
привести к ошибочным результатам при расчете сложных механических систем при высокочастотных
возмущениях (например, взрыв). 6. Динамические расчеты пластинчато-балочной неразрезной системы
пролетного строения железнодорожного моста на воздействие от железнодорожного состава, грузовых
машин, автотранспорта, выполняемые в модуле «Прямое интегрирование уравнений движения» SCAD,
позволят снизить расход материалов и сметную стоимость строительства пролетного строения моста со
сдвиговыми компенсаторам проф дтн ПГУПС А.М.Уздина. 7. Остается открытым вопрос внедрения
рассмотренной инновационной методики в практику проектирования и ее регламентирования в
строительных нормах и приспособление трехгранной фермы с неразрезными поясами пятигранного
составного профиля с предварительным напряжением для пролетного железнодорожного оста , с
применением замкнутых гнутосварных профилей прямоугольного сечения типа "Молодечно" ,
серия 1.460.3-14 "Ленпроекстальконструкция") для критических и чрезвычайных ситуация для
компании "РФ-Россия" для системы несущих элементов и элементов при усилении пролетного
строения моствого сооружения и повышение грузоподьемности железнодорожного и автомобильного

10.

моста или восстановлении железнодорожных и автомобильных пролетных строений мост, с упруго
пластичными компенсаторами по изобртению "Новокисловодстк" проф дтн ПГУПС А.М.Уздина
, со сдвиговой фрикционно-демпфирующей жесткостью по изобр. проф дтн А.М.Уздина №№1143895,
1168755, 1174616, 2010136746, 165076, 154506, 1760020, 858604, 2550777 т (812) 694-78-10, (921) 944-6710 РЕШЕТЧАТЫЙ ПРОСТРАНСТВЕННЫЙ УЗЕЛ ПОКРЫТИЯ (ПЕРЕКРЫТИЯ) ИЗ ПЕРЕКРЕСТНЫХ
ФЕРМ ТИПА "НОВОКИСЛОВОДСК" Марутян Александр Суренович (RU)
СПб ГАСУ (812) 694-78-10 https://t.me/resistance_test
Великолепная семерка : Авторы Заявка на изобретение "Антисейсмическое фланцевое соединение
фрикционно- подвижных соединений для пролетного строения моста" E04 H 9/02 для востановоления
железнодорожных и автомобильных мостов в г. Херсон, Мариуполь, Бахмут, в ДНР, ЛНР с использем
сверхпрочных и сверхлегких комбинированных пространственных структурных трехгранных ферм, с
предварительным напряжением, для плоских покрытий, с неразрезыми поясами пятигранного
составного профиля. Изобретатели : Елисев В.К, Темнов В. Г, Коваленко А. И, Егорова О.А,Уздина А.
М, Богданова И.А, Елисеева Я.К. Коваленко Е.И.(812) 694-78-10 (981) 276-49-92, (981) 886-57-42
[email protected]
Упругопластическая стальная ферма моста пролетом: 6, 9, 12, 18, 24 и 30 метров c большими
перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость , для автомобильного моста, шириной 3
метра, грузоподъемностью 90 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,

11.

«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 при динамических нагрузках, между диагональными натяжными
элементами, верхнего и нижнего пояса фермы, из пластинчатых балок, с применением гнутосварных
прямоугольного 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
Нет надежд и перспектив применение в коммерческой , торговой компании "РФ-Россия" пластинчатобалочной системы , фермы-балки для армейских мостов , переправ: со встроенным бетонным
настилом , для критических и чрезвычайных ситуаций имени тов Сталина , с учетом
приспособляемостью и большими перемещениями Наш паровоз летит под откос , в коммуне не
будет остановки
Русские люли поддержите , кто может помогите копейкой изобретателям, для Фронта, для Победы, для
пролетных строений моста : Выполнен прямой расчета SCAD из сверхпрочных и сверхлегких
упругопластических полимерных материалов, неразрезных стальных ферм-балок (GFRP -МЕТАЛЛ) с
большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость ( А.Хейдари,
В.В.Галишниква) для восстановления разрушенных мостов в г.Бахмуте, Херсоне, Мариуполе и др городах
Донецкой и Луганской областях , без крановой сборки, при критических ситуациях , в среде SCAD 21.
Президент общественной организации «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ ИНН 2014000780 ОГРН
1022000000824 Х.Н.Мажиев. СБЕР карта 2202 2056 3053 9333. Счет получателя 40817 810 5 5503 1236845
Корреспондентки счет 30101 810 5 0000 0000635 тел (921) 962-67-78, тел (911) 17584-65
[email protected] Редактор газеты «Армия Защитников Отечества» инж –механик Е.И.Андреева
(812)
694-78-10 [email protected] [email protected]

12.

Об авторах изобретениях организации
"Сейсмофонд" СПб ГАСУ ОГРН
1022000000824 ИНН 2014000780
Одна из старейших общественных организаций в которую входят ветераны
инженерных и железнодорожных войск ВС, МВД и других спец. служб,
спц войск и подразделений.
Активисты, изобретатели из ПГУПС, СПБГАСУ , Политехнического
университета, "офицеры инжереных войск" других общественных
организаций, движений и полит. партий. [email protected]

13.

Телефон редакции газеты "Народная Солидарность": [email protected]
+7 (996) -785-62-76,
https://t.me/resistance_test
Сбер карта 2202 2056 3053 9333 тел привязан (911) 175 84 65
Александр Иванович К (помощь военным изобретателям )
[email protected]
Сбер карта главного инженера проекта , инженера -патентоведа ,
инженера -механика ЛПИ им Калинина, бухгалтера организации
"Сейсмофонд" СПбГАСУ ОГРН 1022000000824 ИНН 2014000780 СБЕР
карта: 2202 2006 4085 5233 Елена Ивановна К
тел привязан карте
(921) 962-67-78

14.

Ветераны боевых действий, инвалиды первой и второй степени
организации "Сейсмофонд" СПб ГАСУ, будут заранее благодарны , за
помощь в разработке проектной документации, альбома " Типовые
проектные решения по повышению сейсмостойкости мостового сооружения,
устранения критического дефицита сейсмостойкости и грузоподъемности
пролетного строения железнодорожного, автомобильного моста, с использованием
стального каркаса из комбинированных пространственных трехранных ферм-балок,
для повышения сейсмостойкость и устранения критического дефицита
сейсмостойкости железнодорожного моста и повышение грузоподъемности в два раза
имени Владимира Путина"
Заключение на изобретение: "Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с
использованием комбинированных пространственных структур ( Новокисловодск) для сейсмоопасных
районов" RU 2024100839, Входящий № 001551 Дата поступления в ФИПС 10.01. 2024 :
На основании прямого упругопластического расчета стальных ферм-балок с большими перемещениями
на предельное равновесие и приспособляемость (А.Хейдари, В.В.Галишникова) и анализа результатов
расчета проф дтн ПГУПС А.М.Уздина, можно сделать следующие выводы. 1. Очевидным
преимуществом квазистатического расчета пластинчатых балок с пластинчато -балочной системой с
упруго пластинчатыми сдвиговыми компенсаторами , является его относительная простота и высокая
скорость выполнения, что полезно на ранних этапах вариантного проектирования с целью выбора наиболее
удачного технического решения. 2. Допущения и абстракции, принимаемые при квазистатическом расчете,
рекомендованном , приводят к значительному запасу прочности стальных ферм-балок моста и перерасходу
материалов в строительных конструкциях. 3. Рассматривалась упругая стадия работы , не допускающая

15.

развития остаточных деформаций. Модульный анализ, являющийся частным случаем динамического
метода, не применим при нелинейном динамическом анализе.
4. Избыточная нагрузка, действующее при чрезвычайных и критических ситуациях на трехгранную
ферму- балку и изменяющееся по координате и по времени, в SCAD следует задавать дискретными
загружениями фермы-балки . Каждому загружению соответствует свой график изменения значений и время
запаздывания. 5. SCAD позволяет учесть относительное демпфирование к коэффициентам Релея, только
для первой и второй собственных частот колебаний , что приводит к завышению демпфирования и
занижению отклика для частот возмущения выше второй собственной. Данное обстоятельство может
привести к ошибочным результатам при расчете сложных механических систем при высокочастотных
возмущениях (например, взрыв). 6. Динамические расчеты пластинчато-балочной неразрезной системы
пролетного строения железнодорожного моста на воздействие от железнодорожного состава, грузовых
машин, автотранспорта, выполняемые в модуле «Прямое интегрирование уравнений движения» SCAD,
позволят снизить расход материалов и сметную стоимость строительства пролетного строения моста со
сдвиговыми компенсаторам проф дтн ПГУПС А.М.Уздина. 7. Остается открытым вопрос внедрения
рассмотренной инновационной методики в практику проектирования и ее регламентирования в
строительных нормах и приспособление трехгранной фермы с неразрезными поясами пятигранного
составного профиля с предварительным напряжением для пролетного железнодорожного оста , с
применением замкнутых гнутосварных профилей прямоугольного сечения типа "Молодечно" ,
серия 1.460.3-14 "Ленпроекстальконструкция") для критических и чрезвычайных ситуация для
компании "РФ-Россия" для системы несущих элементов и элементов при усилении пролетного
строения моствого сооружения и повышение грузоподьемности железнодорожного и автомобильного
моста или восстановлении железнодорожных и автомобильных пролетных строений мост, с упруго
пластичными компенсаторами по изобртению "Новокисловодстк" проф дтн ПГУПС А.М.Уздина

16.

, со сдвиговой фрикционно-демпфирующей жесткостью по изобр. проф дтн А.М.Уздина №№1143895,
1168755, 1174616, 2010136746, 165076, 154506, 1760020, 858604, 2550777 т (812) 694-78-10, (921) 944-6710 РЕШЕТЧАТЫЙ ПРОСТРАНСТВЕННЫЙ УЗЕЛ ПОКРЫТИЯ (ПЕРЕКРЫТИЯ) ИЗ ПЕРЕКРЕСТНЫХ
ФЕРМ ТИПА "НОВОКИСЛОВОДСК" Марутян Александр Суренович (RU)
СПб ГАСУ (812) 694-78-10 https://t.me/resistance_test
Великолепная семерка : Авторы Заявка на изобретение "Антисейсмическое фланцевое соединение
фрикционно- подвижных соединений для пролетного строения моста" E04 H 9/02 для востановоления
железнодорожных и автомобильных мостов в г. Херсон, Мариуполь, Бахмут, в ДНР, ЛНР с использем
сверхпрочных и сверхлегких комбинированных пространственных структурных трехгранных ферм, с
предварительным напряжением, для плоских покрытий, с неразрезыми поясами пятигранного
составного профиля. Изобретатели : Елисев В.К, Темнов В. Г, Коваленко А. И, Егорова О.А,Уздина А.
М, Богданова И.А, Елисеева Я.К. Коваленко Е.И.(812) 694-78-10 (981) 276-49-92, (981) 886-57-42
[email protected]
Упругопластическая стальная ферма моста пролетом: 6, 9, 12, 18, 24 и 30 метров c большими
перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость , для автомобильного моста, шириной 3
метра, грузоподъемностью 90 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

17.

болтовых соединениях, с демпфирующей способностью при импульсных растягивающих нагрузках при
многокаскадном демпфировании при динамических нагрузках, между диагональными натяжными
элементами, верхнего и нижнего пояса фермы, из пластинчатых балок, с применением гнутосварных
прямоугольного 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
Нет надежд и перспектив применение в коммерческой , торговой компании "РФ-Россия" пластинчатобалочной системы , фермы-балки для армейских мостов , переправ: со встроенным бетонным
настилом , для критических и чрезвычайных ситуаций имени тов Сталина , с учетом
приспособляемостью и большими перемещениями Наш паровоз летит под откос , в коммуне не
будет остановки
Русские люли поддержите , кто может помогите копейкой изобретателям, для Фронта, для Победы, для
пролетных строений моста : Выполнен прямой расчета SCAD из сверхпрочных и сверхлегких
упругопластических полимерных материалов, неразрезных стальных ферм-балок (GFRP -МЕТАЛЛ) с
большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость ( А.Хейдари,
В.В.Галишниква) для восстановления разрушенных мостов в г.Бахмуте, Херсоне, Мариуполе и др городах
Донецкой и Луганской областях , без крановой сборки, при критических ситуациях , в среде SCAD 21.
Президент общественной организации «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ ИНН 2014000780 ОГРН
1022000000824 Х.Н.Мажиев. СБЕР карта 2202 2056 3053 9333. Счет получателя 40817 810 5 5503 1236845
Корреспондентки счет 30101 810 5 0000 0000635 тел (921) 962-67-78, тел (911) 17584-65
[email protected] Редактор газеты «Армия Защитников Отечества» инж –механик Е.И.Андреева
(812)
694-78-10 [email protected] [email protected]

18.

14 февраля 2024 г. в 11:00 (МСК)
Ассоциация развития стального
строительства проведет бесплатный
вебинар на тему «Совершенствование
практических расчетов элементов
стальных конструкций на прочность».
Спикеры:
- Белый Григорий Иванович, д.т.н., профессор СПбГАСУ,
директор ООО "НИПИ "ЭРКОН";
- Гарипов Азат Ильшатович, ведущий инженер ООО
"НИПИ "ЭРКОН".
На вебинаре Вы узнаете:
- Проверка прочности элементов стальных конструкций при
совместном действии продольной силы и двух изгибающих
моментов по формуле 105 СП 16.13330.2017 не
соответствует фактическому предельному состоянию;
- Расчетами с использованием численных методов
выявлены резервы прочности двутавров и прямоугольных
труб до 30 % и более, позволяющие сократить
металлоемкость на 20% при оптимизации сечения;
- Предлагается инженерная методика расчета двутавров и
прямоугольных труб на прочность в упругопластической
стадии работы материала.
Заявка на изобретении: «Способ усиления
пролетного строения мостового
сооружения с использованием
комбинированных пространственных
трехгранных структур для
сейсмоопасных районов" RU 2024100839
Входящий № 001551 Дата поступоения
Роспатент 10.01.2024 Отправлено в
(ФИПС) от 26.12.2023
https://t.me/resistance_test

19.

Заявка на изобретение "Антисейсмическое фланцевое соединение
фрикционно- подвижных соединений для пролетного строения
моста" E04 H 9/02 Все для Фронта Все для Победы !
Antiseysmicheskoe flantsevoe soedineie friktsionno podvizhnikh
soedineniy proletnogo stroeniy mosta 698 str
https://disk.yandex.ru/i/FO6F1GFoiQCnwg 18.12.2023

20.

Заключение на изобретение: "Способ усиления пролетного строения
мостового сооружения с использованием комбинированных
пространственных структур ( Новокисловодск) для сейсмоопасных
районов" RU 2024100839, Входящий № 001551 Дата поступления в
ФИПС 10.01. 2024 : На основании прямого упругопластического расчета стальных
ферм-балок с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость (А.Хейдари,
В.В.Галишникова) и анализа результатов расчета проф дтн ПГУПС А.М.Уздина, можно сделать
следующие выводы. 1. Очевидным преимуществом квазистатического расчета пластинчатых балок с
пластинчато -балочной системой с упруго пластинчатыми сдвиговыми компенсаторами , является его
относительная простота и высокая скорость выполнения, что полезно на ранних этапах вариантного
проектирования с целью выбора наиболее удачного технического решения. 2. Допущения и абстракции,
принимаемые при квазистатическом расчете, рекомендованном , приводят к значительному запасу
прочности стальных ферм-балок моста и перерасходу материалов в строительных конструкциях. 3.
Рассматривалась упругая стадия работы , не допускающая развития остаточных деформаций.
Модульный анализ, являющийся частным случаем динамического метода, не применим при
нелинейном динамическом анализе. 4. Избыточная нагрузка, действующее при чрезвычайных и
критических ситуациях на трехгранную ферму- балку и изменяющееся по координате и по времени, в
SCAD следует задавать дискретными загружениями фермы-балки . Каждому загружению соответствует
свой график изменения значений и время запаздывания. 5. SCAD позволяет учесть относительное
демпфирование к коэффициентам Релея, только для первой и второй собственных частот колебаний ,
что приводит к завышению демпфирования и занижению отклика для частот возмущения выше второй
собственной. Данное обстоятельство может привести к ошибочным результатам при расчете сложных
механических систем при высокочастотных возмущениях (например, взрыв). 6. Динамические расчеты
пластинчато-балочной неразрезной системы пролетного строения железнодорожного моста на
воздействие от железнодорожного состава, грузовых машин, автотранспорта, выполняемые в модуле
«Прямое интегрирование уравнений движения» SCAD, позволят снизить расход материалов и сметную
стоимость строительства пролетного строения моста со сдвиговыми компенсаторам проф дтн ПГУПС
А.М.Уздина. 7. Остается открытым вопрос внедрения рассмотренной инновационной методики в
практику проектирования и ее регламентирования в строительных нормах и приспособление
трехгранной фермы с неразрезными поясами пятигранного составного профиля с
предварительным напряжением для пролетного железнодорожного оста , с применением
замкнутых гнутосварных профилей прямоугольного сечения типа "Молодечно" , серия 1.460.314 "Ленпроекстальконструкция") для критических и чрезвычайных ситуация для компании
"РФ-Россия" для системы несущих элементов и элементов при усилении пролетного строения
моствого сооружения и повышение грузоподьемности железнодорожного и автомобильного
моста или восстановлении железнодорожных и автомобильных пролетных строений мост, с
упруго пластичными компенсаторами по изобртению "Новокисловодстк" проф дтн ПГУПС
А.М.Уздина , со сдвиговой фрикционно-демпфирующей жесткостью по изобр. проф дтн
А.М.Уздина №№1143895, 1168755, 1174616, 2010136746, 165076, 154506, 1760020, 858604, 2550777
т (812) 694-78-10, (921) 944-67-10 РЕШЕТЧАТЫЙ ПРОСТРАНСТВЕННЫЙ
УЗЕЛ ПОКРЫТИЯ (ПЕРЕКРЫТИЯ) ИЗ ПЕРЕКРЕСТНЫХ ФЕРМ
ТИПА "НОВОКИСЛОВОДСК" Марутян Александр Суренович (RU)

21.

СПб ГАСУ (812) 694-78-10 https://t.me/resistance_test
Великолепная семерка : Авторы Заявка на изобретение
"Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно- подвижных
соединений для пролетного строения моста" E04 H 9/02 для
востановоления железнодорожных и автомобильных мостов в г. Херсон,
Мариуполь, Бахмут, в ДНР, ЛНР с использем сверхпрочных и сверхлегких
комбинированных пространственных структурных трехгранных ферм, с
предварительным напряжением, для плоских покрытий, с неразрезыми
поясами пятигранного составного профиля. Изобретатели : Елисев В.К,
Темнов В. Г, Коваленко А. И, Егорова О.А,Уздина А. М, Богданова И.А,
Елисеева Я.К. Коваленко Е.И.(812) 694-78-10 (981) 276-49-92, (981) 886-57-42
[email protected] Упругопластическая стальная ферма моста пролетом:
6, 9, 12, 18, 24 и 30 метров c большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость ,
для автомобильного моста, шириной 3 метра, грузоподъемностью 90 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

22.

способностью при импульсных растягивающих нагрузках при многокаскадном демпфировании при
динамических нагрузках, между диагональными натяжными элементами, верхнего и нижнего пояса фермы,
из пластинчатых балок, с применением гнутосварных прямоугольного 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 Нет надежд и перспектив применение в коммерческой , торговой
компании "РФ-Россия" пластинчато-балочной системы , фермы-балки для армейских мостов ,
переправ: со встроенным бетонным настилом , для критических и чрезвычайных ситуаций имени
тов Сталина , с учетом приспособляемостью и большими перемещениями Наш паровоз летит под
откос , в коммуне не будет остановки
Русские люли поддержите , кто может помогите копейкой изобретателям, для
Фронта, для Победы, для пролетных строений моста : Выполнен прямой расчета
SCAD из сверхпрочных и сверхлегких упругопластических полимерных материалов,
неразрезных стальных ферм-балок (GFRP -МЕТАЛЛ) с большими перемещениями
на предельное равновесие и приспособляемость ( А.Хейдари, В.В.Галишниква) для
восстановления разрушенных мостов в г.Бахмуте, Херсоне, Мариуполе и др городах
Донецкой и Луганской областях , без крановой сборки, при критических ситуациях ,
в среде SCAD 21. Президент общественной организации «Сейсмофонд» при СПб
ГАСУ ИНН 2014000780 ОГРН 1022000000824 Х.Н.Мажиев. СБЕР карта 2202 2056
3053 9333. Счет получателя 40817 810 5 5503 1236845 Корреспондентки счет 30101
810 5 0000 0000635 тел (921) 962-67-78, тел (911) 17584-65 [email protected]
Редактор газеты «Армия Защитников Отечества» инж –механик Е.И.Андреева
(812) 694-78-10 [email protected] [email protected]
т/ф (812) 694-78-10, https://t.me/resistance_test (921) 962-67-78, (911) 175-84-65,
[email protected] [email protected]
[email protected]
[email protected]
[email protected]

23.

24.

25.

Вебинар на тему Особенности проектирования стальных каркасов в
сейсмических районах» Дата: 8 февраля 2024 г. Время: 15:00-16:00 (МСК)
Авторы изобретения и разработчики проектной документации для
использования и для повышения грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения
за счет применения комбинированных пространственных стальных каркасов (трехгранных

26.

структур) для сейсмоопасных районов» и "Расчет в ПК SCAD 3D комбинированных пространственных
структур из трехгранных неразрезных ферм -балок предварительно -напряженных с большими
перемещениями на предельное равновесие , с учетом приспособляемости , с использованием сдвиговых
демпфирующих компенсаторов с тросовой гильзоой проф дтн А.М.Уздина,Богданова И.А
,Темнова Д.Г. Коваленко А.И. Егорова О А, выполненную по изобретениям" для
сейсмоопасных районов" .
Приобрести альбом Повышения сейсмостойкости сооружения и устранения
критического дефицита сейсмостойкости стального каркаса с использованием легко
сбрасываемости конструкций существующих зданий, для повышения сейсмостойкость
и устранения критического дефицита сейсмостойкости», за 5 тыс руб (аванс)
выполенные по изобретателям : Коваленко А. И,Уздиным, А. М, Богдановой И.А,
тел/факс (812)694-78-10, (921) 962-67-78, (911) 175-84-65 [email protected]
[email protected] [email protected] [email protected]
https;//t.me/resistance_test Карта СБЕР: 2202 2006 4085 5233 Счет получателя
40817810455030402987 тел привязан (921) 962 -67-78 Елена Ивановна Коваленко
Вся стоимость альбома и проектной документации 10 тыс руб
[email protected]
НАЗВАНИЕ ПОЛЕЗНОЙ МОДЕЛИ Изобретение "Способ усиления
пролетного строения мостового сооружения с использованием
комбинированных пространственных трехгранных структур для

27.

сейсмоопасных районов имени Владимира Путина» Е 04 Н
9/02 регистрационный 2024100839 входящий 001551 дата поступления
ФИПС 10.01.24 Бережковская наб 30

28.

29.

30.

31.

32.

33.

34.

35.

36.

37.

38.

39.

40.

41.

42.

43.

44.

45.

46.

47.

48.

49.

50.

51.

52.

53.

54.

55.

Заявка на изобретение "Антисейсмическое фланцевое соединение
фрикционно- подвижных соединений для пролетного строения
моста" E04 H 9/02 Все для Фронта Все для Победы !
Antiseysmicheskoe flantsevoe soedineie friktsionno podvizhnikh
soedineniy proletnogo stroeniy mosta 698 str
https://disk.yandex.ru/i/FO6F1GFoiQCnwg 18.12.2023
СПб ГАСУ (812) 694-78-10 https://t.me/resistance_test

56.

Заключение на изобретение: "Антисейсмическое
фланцевое соединение
фрикционо- подвижных соединений для пролетного строения
моста" : На основании прямого упругопластического расчета стальных ферм-балок с большими
перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость (А.Хейдари, В.В.Галишникова) и
анализа результатов расчета проф дтн ПГУПС А.М.Уздина, можно сделать следующие выводы. 1.
Очевидным преимуществом квазистатического расчета пластинчатых балок с пластинчато -балочной
системой с упруго пластинчатыми сдвиговыми компенсаторами , является его относительная простота
и высокая скорость выполнения, что полезно на ранних этапах вариантного проектирования с целью
выбора наиболее удачного технического решения. 2. Допущения и абстракции, принимаемые при
квазистатическом расчете, рекомендованном , приводят к значительному запасу прочности стальных
ферм-балок моста и перерасходу материалов в строительных конструкциях. 3. Рассматривалась упругая
стадия работы , не допускающая развития остаточных деформаций. Модульный анализ, являющийся
частным случаем динамического метода, не применим при нелинейном динамическом анализе. 4.
Избыточная нагрузка, действующее при чрезвычайных и критических ситуациях на трехгранную
ферму- балку и изменяющееся по координате и по времени, в SCAD следует задавать дискретными
загружениями фермы-балки . Каждому загружению соответствует свой график изменения значений и
время запаздывания. 5. SCAD позволяет учесть относительное демпфирование к коэффициентам Релея,
только для первой и второй собственных частот колебаний , что приводит к завышению демпфирования
и занижению отклика для частот возмущения выше второй собственной. Данное обстоятельство может
привести к ошибочным результатам при расчете сложных механических систем при высокочастотных
возмущениях (например, взрыв). 6. Динамические расчеты пластинчато-балочной неразрезной системы
пролетного строения железнодорожного моста на воздействие от железнодорожного состава,
грузовых машин, автотранспорта, выполняемые в модуле «Прямое интегрирование уравнений
движения» SCAD, позволят снизить расход материалов и сметную стоимость строительства пролетного
строения моста со сдвиговыми компенсаторам проф дтн ПГУПС А.М.Уздина. 7. Остается открытым
Великолепная семерка : Авторы Заявка на изобретение
"Антисейсмическое фланцевое соединение фрикционно- подвижных
соединений для пролетного строения моста" E04 H 9/02 для
востановоления железнодорожных и автомобильных мостов в г. Херсон,
Мариуполь, Бахмут, в ДНР, ЛНР с использем сверхпрочных и сверхлегких
комбинированных пространственных структурных трехгранных ферм, с
предварительным напряжением, для плоских покрытий, с неразрезыми
поясами пятигранного составного профиля. Изобретатели : Елисев В.К,
Темнов В. Г, Коваленко А. И, Егорова О.А,Уздина А. М, Богданова И.А,
Елисеева Я.К. Коваленко Е.И.(812) 694-78-10 (981) 276-49-92, (981) 886-57-42
[email protected] Упругопластическая стальная ферма моста пролетом:
6, 9, 12, 18, 24 и 30 метров c большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость ,
для автомобильного моста, шириной 3 метра, грузоподъемностью 90 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 при
динамических нагрузках, между диагональными натяжными элементами, верхнего и нижнего пояса фермы,
из пластинчатых балок, с применением гнутосварных прямоугольного 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 Нет надежд и перспектив применение в коммерческой , торговой
компании "РФ-Россия" пластинчато-балочной системы , фермы-балки для армейских мостов ,
переправ: со встроенным бетонным настилом , для критических и чрезвычайных ситуаций имени
тов Сталина , с учетом приспособляемостью и большими перемещениями Наш паровоз летит под
откос , в коммуне не будет остановки
Русские люли поддержите , кто может помогите копейкой изобретателям, для
Фронта, для Победы, для пролетных строений моста : Выполнен прямой расчета

57.

SCAD из сверхпрочных и сверхлегких упругопластических полимерных материалов,
неразрезных стальных ферм-балок (GFRP -МЕТАЛЛ) с большими перемещениями
на предельное равновесие и приспособляемость ( А.Хейдари, В.В.Галишниква) для
восстановления разрушенных мостов в г.Бахмуте, Херсоне, Мариуполе и др городах
Донецкой и Луганской областях , без крановой сборки, при критических ситуациях ,
в среде SCAD 21. Президент общественной организации «Сейсмофонд» при СПб
ГАСУ ИНН 2014000780 ОГРН 1022000000824 Х.Н.Мажиев. СБЕР карта 2202 2056
3053 9333. Счет получателя 40817 810 5 5503 1236845 Корреспондентки счет 30101
810 5 0000 0000635 тел (921) 962-67-78, тел (911) 17584-65 [email protected]
Редактор газеты «Армия Защитников Отечества» инж –механик Е.И.Андреева
(812) 694-78-10 [email protected] [email protected] [email protected]
вопрос внедрения рассмотренной инновационной методики в практику проектирования и ее
регламентирования в строительных нормах и приспособление трехгранной фермы с неразрезными
поясами пятигранного составного профиля с предварительным напряжением для пролетного
железнодорожного оста , с применением замкнутых гнутосварных профилей прямоугольного
сечения типа "Молодечно" , серия 1.460.3-14 "Ленпроекстальконструкция") для критических
и чрезвычайных ситуация для компании "РФ-Россия" для системы несущих элементов и
элементов при восстановлении железнодорожных и автомобильных пролетных строений мост, с
упруго пластичными компенсаторами проф дтн ПГУПС А.М.Уздина , со сдвиговой
фрикционно-демпфирующей жесткостью по изобр. проф дтн А.М.Уздина №№1143895, 1168755,
1174616, 2010136746, 165076, 154506, 1760020, 858604, 2550777 т (812) 694-78-10, (921) 944-67-10
т/ф (812) 694-78-10, https://t.me/resistance_test (921) 962-67-78, (911) 175-84-65,
О критериях критического дефицита совести и
сейсмостойкости при эксплуатации стального
каркаса сооружений. Почему провалилась наука о
сейсмостойком в строитестве и пути выхода из
глубокого кризиса Миистроя, ГД РФ, СФ РФ
[email protected] [email protected]
[email protected]
Использованием легко сбрасываемости конструкций
для стальных каркасов для повышения
сейсмостойкости сооружения и устранения
критического дефицита сейсмостойкости стального
каркаса на фланцевых соедиениях
[email protected] [email protected]
[email protected]
Жители всех этих районов, должны уяснить
следующую горькую и печальную истину, их дома
так и останутся беззащитными от землетрясения
до тех пор пока они сами в какой то форме не
вмещаются в дело своей сейсмозащиты.

58.

Теория сейсмостойкости находится в глубоком кризисе, а жизнь
миллионов граждан проживающих в сейсмоопасных района не
относится к государственной безопасности
https://vk.com/wall789869204_4250
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ЛЕГКО СБРАСЫВАЕМЫХ
КОНСТРУКЦИЙ ДЛЯ ПОВЫШЕНИЯ
СЕЙСМОСТОЙКОСТИ СООРУЖЕНИЙ инж,
Коваленко А.И.,инж.,. (ОО «Сейсмофонд»), Долгая
А.А., к.т.н. , (ОАО «Трансмост»)
Предложено использовать легко сбрасываемые конструкции для повышения
сейсмостойкости сооружений. В процессе резонансных колебаний
предусматривается возможность падения отдельных элементов сооружения,
например панелей перекрытия или части стеновых панелей. В результате
собственные частоты колебаний сооружения меняются и система
отстраивается от резонанса. Приведен пример такого решения для
одноэтажного сельскохозяйственного здания. Ключевые слова: легко-
Вебинар на тему Особенности проектирования
стальных каркасов в сейсмических районах» Дата:
8 февраля 2024 г. Время: 15:00-16:00 (МСК)
Использованием легко сбрасываемости
конструкций существующих зданий для
повышения сейсмостойкость и устранения
критического дефицита сейсмостойкости, изза некомпетентности и непрофессионализма
ЦНИИСК Кучеренко и НИЦ Строительство
Авторы изобретения и разработчики проектной документации для использования
легко сбрасываемости конструкций для стальных каркасов для повышения
сейсмостойкости сооружения и устранения критического дефицита
сейсмостойкости стального каркаса с использованием легко сбрасываемости
конструкций существующих зданий, для повышения сейсмостойкость и
устранения критического дефицита сейсмостойкости проф дтн
А.М.Уздина,Богданова И.А ,Темнова Д.Г. Коваленко А.И. Егорова О А, выполненную по
изобретениям" для сейсмоопасных районов" . Приобрести альбом Повышения
сейсмостойкости сооружения и устранения критического дефицита
сейсмостойкости стального каркаса с использованием легко сбрасываемости

59.

сбрасываемые конструкции, сейсмостойкость
Адаптивные системы сейсмозащиты являются эффективными для снижения
сейсмических нагрузок на здания и сооружения. В литературе большое
внимание уделяется адаптивной сейсмоизоляции [1,2]. Между тем, такие
системы могут быть эффективными при любом изменении жесткости в
процессе сейсмических колебаний. Это связано с тем, что для сооружения
опасны резонансные колебания. Отстройка частоты колебаний системы от
резонанса в любую сторону должна снижать сейсмические нагрузки. Даже
если после отстройки от одной частоты сооружение попадет на другую
резонансную частоту, что маловероятно, у системы будет мало времени на
раскачку до опасных значений смещений и ускорений. Сказанное
иллюстрируется простым примером проектирования коровника в
высокосейсмичном районе на Камчатке. Для повышения сейсмостойкости
конструкций существующих зданий, для повышения сейсмостойкость и
устранения критического дефицита сейсмостойкости», за 5 тыс руб (аванс)
выполенные по изобретателям : Коваленко А. И,Уздиным, А. М, Богдановой И.А,
тел/факс (812)694-78-10, (921) 962-67-78, (911) 175-84-65 [email protected]
[email protected] [email protected] [email protected]
https;//t.me/resistance_test Карта СБЕР: 2202 2006 4085 5233 Счет получателя
40817810455030402987 тел привязан (921) 962 -67-78 Елена Ивановна Коваленко
Вся стоимость альбома и проектной документации 10 тыс руб [email protected]
сооружения предложено использовать легко сбрасываемые плиты перекрытий,
применяемые во взрывоопасных производствах. При сбрасывании плиты масса
системы уменьшается, частота собственных колебаний увеличивается, а
сейсмические нагрузки падают Конструктивные решения и рабочие чертежи можно приобрети
в СПб ГАСУ по адрес: 190005, 2-я Красноармейская ул д 4 СПб ГАСУ тел /факс:(812) 694-78-10
Типовых решений по применения легко сбрасываемости конструкций, для повышения
сейсмостойкости сооружения и устранения критического дефицита сейсмостойкости
, зданий, сооружений проф. дтн (ПГУПС Уздина А. М. инж И.А.Богдановой , инж Коваленко А И
№№ 1143895, 1168755, 1174616, 165076 «Опора сейсмостойкая», 2010136746 «СПОСОБ ЗАЩИТЫ
ЗДАНИЯ И СООРУЖЕНИЯ ПРИ ВЗРЫВЕ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ СДВИГОУСТОЙЧИВЫХ И
ЛЕГКОСБРАСЫВАЕМЫХ СОЕДИНЕНИЙ, ИСПОЛЬЗУЮЩИЕ СИСТЕМУ ДЕМПФИРОВАНИЯ
ФРИКЦИОННОСТИ И СЕЙСМОИЗОЛЯЦИЮ ДЛЯ ПОГЛОЩЕНИЯ ВЗРЫВНОЙ И
СЕЙСМИЧЕСКОЙ ЭНЕРГИИ» 190005, СПб,, 2-я Красноармейская ул дом 4 [email protected]
8126947810@ramblerru
https://t.me/resistance_test
[email protected]
https://t.me/resistance_test (996) 785-62-78 (921) 944-67-10 (921) 962-67-78, (911) 175-84-65, [email protected]
[email protected]
[email protected] [email protected]
[email protected]

60.

СК-3
Выпуск 1
2024, 4.1.24
Строительный каталог часть 3 СПбГАСУ-ПГУПС ФГБОУ СПб
ГАСУ № RA.RU.21СТ39 от 27.05.2015, 190005, СПб, 2-я Красноармейская ул. д 4, организация «Сейсмофонд»
СПб ГАСУ ИНН: 2014000780 тел /факс (812) 694-78-10, (911) 175-84-65,
Дополнение к
серии 1.4460.3-14
ГИИ
"Ленпроектсьальк
онструкция"
Испытательного центра СПб ГАСУ, аккредитован Федеральной службой по аккредитации
(аттестат № RA.RU.21СТ39, выдан 27.05.2015), ОО "Сейсмофонд" ОГРН: 1022000000824 т/ф
(812) 694-78-10, (921) 962-67-78 190005, СПб, 2-я Красноармейская ул д 4 УДК 624.272
Коваленко А.И., Уздин А. М, Егорова О А, Темнов В Г, Коваленко Е.И, Богданова И А
Орг."Сейсмоф
онд" СПб ГАСУ
ОГРН:
102200000082
4
https://t.me/r
esistance_test
t9111758465@
gmail.com
6947810@mail
.ru
Конструктивные решения повышения грузоподъемности железнодорожного пролетного
строения мостового сооружения с использованием пространственных трехгранных ферм
арочного типа , на основании изобретений №№ 80417, 266595, 1143895, 1168755, 1174616,
165076
имени Владимира Путина
СПб ГАСУ №
RA.RU.21СТ39
от
27.05.2015,
190005, 2-я
Красноармей
ская ул. дом
4 СПб ГАСУ
тел (921) 94467-10

61.

Каталожные листы на повышения грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения
железнодорожного моста с использованием антисейсмических сдвиговых компенсаторов для гашения
колебаний (напряжений) пролетного строения моста" МПК : F16L 27/22 ( заявка на полезную модель
от организации "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ направлена в Роспатент (ФИПС) 16.05.2022) и надвижки
структурного 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"), см RU 80471
"Комбинированная пространсвенная структура" на фрикционно -подвижных сдвиговых соедеиний для
обеспечения быстрособираемого на фрикци-болтах соедиениях с тросовойили медной или бронзовой
гильзой (втулкой) ,а в стальную шпильку , с пропиленным пазом, забиватеся, шпилька для повышения
грузоподьемностиаварийного железнодорожного моста для ДНР, ЛНР
Конструктивные решения повышения грузоподъемности железнодорожного пролетного
строения мостового сооружения с использованием пространственных трехгранных ферм
арочного типа , на основании изобретений №№ 80417, 266595, 1143895, 1168755, 1174616,
165076 , со сдвиговыми компенсаторами проф ден ПГУПС Уздина А.М ( изобретения №№
1143895, 1168755, 1174616, 165076, 2010136746, 2550777, 858604 «КОНСТРУКЦИЯ УЧАСТКА
ПОСТОЯННОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО МОСТА НЕРАЗРЕЗНОЙ СИСТЕМЫ, ВОССТАНОВЛЕННОГО С
ПРИМЕНЕНИЕМ типовых структурных серии 1.460.3-14 ГПИ
"Ленпроектстальконструкция", стальные конструкции покрытий производственных» №

62.

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
Конструктивные решения повышения грузоподъемности железнодорожного пролетного
строения мостового сооружения с использованием пространственных трехгранных ферм
арочного типа , на основании изобретений №№ 80417, 266595, 1143895, 1168755, 1174616,
165076 , со сдвиговыми компенсаторами проф ден ПГУПС Уздина А.М ( изобретения №№ 1143895, 1168755, 1174616,
165076, 2010136746, 2550777, 858604 «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
Фонд поддержки и развития сейсмостойкого строительства «Защита и безопасность городов» «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ ИНН : 2014000780
ОГРН : 1022000000824 [email protected] Счет получателя СБЕР № 40817810455030402987 СБЕР 2202 2006 4085 5233 (994) 434-44-70
Повышения грузоподъемности железнодорожного пролетного строения мостового сооружения с использованием
пространственных трехгранных ферм арочного типа , на основании изобретений №№ 80417, 266595, 1143895,
1168755, 1174616, 165076 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»

63.

) для системы несущих элементов и элементов проезжей части дорожного сборно-разборного пролетного надвижного строения
дорожного моста, с быстросъемными упругопластичными компенсаторами со сдвиговой фрикционно-демпфирующей
жесткостью 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.

64.

65.

Ниже приводится иллюстрация нового конструктивного решения по
усилению несущих строительных конструкций балочных автомобильных
мостов с использованием пространственных трехгранных ферм -балок
Новокисловодск арочного типа имени Владимира Путина

66.

67.

Более подробно смотрите заявку на изобретение "Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием пространственных трехгранных
структур для сейсмоопасных районов (аналог № 80471, № 266598 ) от 26.12.2023
Ключевые слова: мост, усиление, трехгранные фермы-балки, новокисловодск, несущая способность, повышение грузоподъемности Заявка на изобретении: ««Способ усиления
пролетного строения мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов Отправлено в
(ФИПС) от 26.12.2023
Заключение : На основании прямого упругопластического расчета стальных ферм-балок с большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость
(А.Хейдари, В.В.Галишникова) и анализа результатов расчета проф дтн ПГУПС А.М.Уздина, можно сделать следующие выводы. 1. Очевидным преимуществом
квазистатического расчета пластинчатых балок с пластинчато -балочной системой с упруго пластинчатыми сдвиговыми компенсаторами , является его относительная простота
и высокая скорость выполнения, что полезно на ранних этапах вариантного проектирования армейских ангаров от дронов -камикадзе , с целью выбора наиболее удачного
технического решения. 2. Допущения и абстракции, принимаемые при квазистатическом расчете, рекомендованном , приводят к значительному запасу прочности стальных
ферм и перерасходу материалов в строительных конструкциях. 3. Рассматривалась упругая стадия работы , не допускающая развития остаточных деформаций. Модульный
анализ, являющийся частным случаем динамического метода, не применим при нелинейном динамическом анализе. 4. Избыточная нагрузка, действующее при
чрезвычайных и критических ситуациях на трехгранную ферму- балку и изменяющееся по координате и по времени, в SCAD следует задавать дискретными загружениями
фермы-балки . Каждому загружению соответствует свой график изменения значений и время запаздывания. 5. SCAD позволяет учесть относительное демпфирование к

68.

коэффициентам Релея, только для первой и второй собственных частот колебаний , что приводит к завышению демпфирования и занижению отклика для частот возмущения
выше второй собственной. Данное обстоятельство может привести к ошибочным результатам при расчете сложных механических систем при высокочастотных возмущениях
(например, взрыв). 6. Динамические расчеты пластинчато -балочной системы на воздействие от дронов-камикадзе (беспилотника), выполняемые в модуле «Прямое
интегрирование уравнений движения» SCAD, позволят снизить расход материалов и сметную стоимость при строительстве армейских ангаров . 7. Остается открытым вопрос
внедрения изобретения "Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов" , рассмотренной инновационной методики в практику проектирования и ее регламентирования в строительных нормах и приспособление
трехгранной фермы с неразрезными поясами пятигранного составного профиля с предварительным напряжением для плоских покрытий, с применением замкнутых
гнутосварных профилей прямоугольного сечения типа "Молодечно", серия 1.460.3-14 "Ленпроекстальконструкция") для критических и чрезвычайных ситуация для компании
"РФ-Россия" для системы несущих элементов и элементов при строительстве, с упруго пластичными компенсаторами , со сдвиговой фрикционно-демпфирующей
жесткостью по изобр. проф дтн А.М.Уздина №№1143895, 1168755, 1174616

69.

70.

Великолепная семерка : Авторы разработчики «Способа надстройки пятиэтажного здания без выселения»

71.

для беженцев Херсона, Мариуполя, Бахмута, с использем сверхпрочных и сверхлегких комбинированных пространственных структурных трехгранных ферм, с
предварительным напряжением, для плоских покрытий, с неразрезыми поясами пятигранного составного профиля. Изобретатели : Елисев В.К, Темнов В. Г, Коваленко А. И,
Егорова О.А,Уздина А. М, Богданова И.А, Елисеева Я.К (981) 276-49-92, (981) 886-57-42 [email protected]
т
/ф (812) 694-78-10, (921)962-67-78, (911) 175-84-65, ( 981) 276-49-92 [email protected]
[email protected] [email protected]
[email protected]
[email protected] [email protected]
Введение
По данным Росавтодора общая протяженность сети автомобильных дорог России более 1 млн. километров, а к 2030 г. она должна достигнуть показателя в 1,7 млн. километров.
В ближайшие годы предстоит как активное строительство новых, так и реконструкция старых автомобильных дорог для возможности пропуска транспортных потоков с все
большей интенсивностью, а это в свою очередь приведет к увеличению нагрузки на искусственные сооружения дорожной сети, к которым относятся автомобильные мосты.
В то же время, происходит постоянное ужесточение норм и увеличение нормативных нагрузок, на которые должны быть запроектированы новые и реконструированы
существующие мосты. Зачастую изменение строительных норм и увеличение нагрузок влечет за собой необходимость в усилении пролетных строений мостов с увеличением их
несущей способности. Кроме того, в эксплуатируемых мостовых конструкциях, постоянно возникают различные дефекты и повреждения связанные как с воздействием внешней
неблагоприятной среды, так и с физическим износом сооружения.
В настоящее время на федеральных и территориальных дорогах России эксплуатируется более 25000 автомобильных мостов, из них более 90% составляют железобетонные
мосты с типовыми пролетными строениями балочного типа с длиной пролетов до 24м *1+.
Существует несколько способов увеличения несущей способности реконструируемых пролетных строений мостов *2+:
- наращивание сечения нижней растянутой арматуры;
- устройство разгружающей шпренгельной системы из стальных профилей;
- устройство усиливающей системы из композитных материалов.
При этом варианты усиления с применением стальных арматурных и профильных элементов обладают рядом недостатков:

72.

- увеличение собственного веса конструкции, что может быть существенно для сильно ослабленного сооружения;
- существенное уменьшение подмостового габарита;
- технологические сложности с соединением существующих и вновь устанавливаемых элементов для их совместной работы, необходимость вскрытия существующих арматурных
стержней для приварки к ним новых;
- необходимость в дополнительных работах по антикоррозийной обработке стальных элементов усиления и периодических ремонтах антикоррозийного покрытия.
рис. Общий вид автомобильного моста через р. Мулянка
- снижение архитектурной выразительности и эстетических свойств усиленной конструкции, кроме того, психологический дискомфорт у населения от осознания «ненадежности»
сооружения.
Системы усиления на основе композитных материалов лишены подобных недостатков, т.к. обладают ничтожно малым весом по сравнению со стальными элементами, не
подвержены коррозии даже в агрессивных средах, высота сечения элементов усиления из композитного материала ничтожно мала и практически не изменяет подмостовой
габарит сооружения. Кроме того, после соответствующей обработки усиленной поверхности (окраска, шпаклевка и т.п.), композитные элементы усиления не заметны
невооруженным глазом и никак не меняют эстетических свойств сооружения.
Для усиления моста через р. Днепр в Смоленской области инженерами Сейсмофонд СПб ГАСУ предложено повышение грузоподъемности за счет использования
неразрезных арочных ферм-балок аварийных железнодорожных и автомобильных пролетных строений мостового сооружения, узлов и фрагментов за счет проскальзывания
сдвигового компенсатора проф дтн ПГУПС А.М.Уздина установленного на арочных ферм-балок в ПК SKAD, фрагментов и узлов в СПб ГАСУ элементов трехгранных ферм балок пролетного строения железнодорожного моста с неразрезными поясами, предварительным напряжением , из арочных ферм-балок -шпренгельного типа и
комбинированных систем, шпренгельного типа, на основании заявки на изобретение от 26.12.2023 "Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с
использованием пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов (аналог № 80471, №266598 )
Предлагается использовать демпфирующий компенсатор, гасителя динамических колебаний и сдвиговых напряжений с учетом сдвиговой жесткости в ПК SCAD ( согласно СП
16.1330.2011 SCAD п.7.1.1 сдвиговая с учетом действий поперечных сил ) антисейсмическое фланцевое фрикционное соединение для сборно-разборного

73.

быстрособираемого железнодорожного 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» ), согласно заявки на изобретение от
14.02.2022 "Огнестойкий компенсатор -гаситель температурных напряжений", заявки № 2022104632 от 21.02.2022 , "Фрикционно-демпфирующий компенсатор для
трубопроводов", заявки № 2021134630 от 29.12.2021 "Термический компенсатор- гаситель температурных колебаний", заявки № 2022102937 от 07.02.2022 "Термический
компенсатор- гаситель температурных колебаний СПб ГАСУ,"заявки "Фланцевое соединения растянутых элементов трубопровода со скошенными торцами" № а 20210217 от
23.09. 2021, заявки "Спиральная сейсмоизолирующая опора с упругими демпферами сухого трения" № а20210051, заявки "Компенсатор тов Сталина для трубопроводов" № а
20210354 от 22.02. 2022, Минск, "Антисейсмическое фланцевое фрикционное соединения для сборно-разборного моста", закрепленная с помощью фрикционно-подвижных
соединениях с контролируемым натяжением (ФПС), выполненных в виде болтовых соединений (латунная шпилька с пропиленным в ней пазом и забитым в паз шпильки,
демпфирующим медным обожженным клином, согласно изобретениям: патенты №№1143895, 1168755, 1174616, № 165076 RU E 04H 9/02 «Опора сейсмостойкая», изобретения
«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» № 2010136746 от 20.01.2013 на протяжных фрикционно-подвижных соединениях,
фланцевых фрикционно-подвижных соединений (ФПС) трубопроводов (фланцевые фрикционно-подвижные соединения с прямыми или косыми стыками) для подключения к
цилиндрическим резервуарам, предназначенных для сейсмоопасных районов с сейсмичностью более 9 баллов по шкале МСК -64).
Таким образом, любая нагрузка, расположенная симметрично по отношению к продольной оси моста, распределяется между главными балками пропорционально их
жесткости.
В расчете были учтены постоянные нагрузки от собственного веса строительных конструкций моста, определенные по результатам его натурного обследования, и временные
нагрузки от автотранспортных средств по . Кроме того, конструкции пролетного строения были рассчитаны на пропуск сверхнормативной подвижной нагрузки от автоколонны с
коксовой камерой массой 213т.
Максимальный изгибающий момент от расчетных нагрузок в середине пролета главных балок составил M = 260тм, а максимальная поперечная сила на опоре главных балок Q =
61т. При этом, несущая способность существующих неусиленных балок пролетного строения по моменту
= Создать карусель Добавьте описание 194тм, а по поперечной силе = Создать карусель Добавьте описание 54т.
Таким образом, по результатам проверочных расчетов, главные балки пролетного строения моста не обладали достаточной несущей способностью для восприятия
сверхнормативных нагрузок при транспортировке тяжелого оборудования, поэтому было принято решение об усилении главных балок пролетного строения и плиты проезжей
части на участках с трещинами. В качестве элементов усиления была выбрана система из композитных материалов на основе углеродных и базальтовых волокон.
4. Конструктивные решения по усилению моста
Наиболее распространенным решением при усилении балок пролетных строений мостов , это конструктивное решения по усилению несущих строительных конструкций
балочных автомобильных мостов и повышению грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения с использованием пространственных трехгранных ферм балок Новокисловодск арочного типа, быстровозводимых комбинированных пространственных структур из трехгранных неразрезных ферм -балок предварительно
-напряженных с большими перемещениями на предельное равновесие, с учетом приспособляемости с использованием сдвиговых демпфирующих
компенсаторов из тросовой гильзы (втулки) ( гасителя сдвиговых напряжений ) при импульсных растягивающихся нагрузках , для улучшения демпфирующей
способности болтовых соединений

74.

Данное решение позволяет повысить несущую способность конструкции примерно на 200%, но к рассматриваемому случаю данный вариант не применим, т.к. требуется
повысить несущую способность главных балок более чем на 100 %, поэтому предложен новый способ увеличения несущей способности балок пролетного строения путем
послойного внешнего армирования композитным материалом в три этапа.
Заключение
Предложенный в данной работе новый способ усиления сборных железобетонных балок пролетных строений мостовых конструкций с использованием пространственных
трехгранных ферм -балок Новокисловодск арочного типа, быстровозводимых комбинированных пространственных структур из трехгранных неразрезных ферм -балок
предварительно -напряженных с большими перемещениями на предельное равновесие, с учетом приспособляемости , с использованием сдвиговых демпфирующих
компенсаторов из тросовой гильзы (втулки) ( гасителя сдвиговых напряжений ) при импульсных растягивающихся нагрузках , для улучшения демпфирующей способности
болтовых соединений и повышению грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения с использованием пространственных трехгранных ферм -балок
Новокисловодск арочного типа, быстровозводимых комбинированных пространственных структур из трехгранных неразрезных ферм -балок предварительно напряженных с большими перемещениями на предельное равновесие, с учетом приспособляемости с использованием сдвиговых демпфирующих
компенсаторов из тросовой гильзы (втулки) ( гасителя сдвиговых напряжений ) при импульсных растягивающихся нагрузках , для улучшения демпфирующей
способности болтовых соединений
УДК 624.272 Коваленко А.И., Уздин А. М ., Егорова О А. Темнов В Г
Повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов»
Автор, ответственный за переписку: Коваленко Елена Ивановна , e-mail: [email protected] [email protected] [email protected] (812) 694-7810 ( 921) 944-67-10
Аннотация. В статье представлен метод повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения комбинированных пространственных
трехгранных структур для сейсмоопасных районов, как одна из составляющих комплексного мониторинга объектов транспортной инфраструктуры. Приведены примеры
систем контроля технического состояния мостов, изложены инновационные подходы к прочностному мониторингу. Применены новейшие технологии обследования и расчета
свайного фундамента на примере одной из опор железнодорожного моста и повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов
Испытательной лабораторией СПб ГАСУ Сейсмофонд выполнены работы по обследованию конструкции и повышение грузоподъемности пролетного строения мостового
сооружения за счет применения комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов,

75.

после окончания строительных работ по сооружению
В конце работы сделан вывод о целесообразности проделанных мероприятий и по повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет
применения комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов
Ключевые слова: повышение, грузоподъемность, пролетное строение мостового сооружения, применения, комбинированных, пространственных, трехгранных структур,
сейсмоопасный, район, свайный фундамент, мост; численное моделирование; напряженно- деформированное состояние; грунтовый массив; технологический регламент;
проект производства работ
В современном мире мостостроение является неотъемлемой частью формирования транспортной инфраструктуры. К мостовым сооружениям предъявляются
эксплуатационные, экономические, экологические, архитектурные и расчетно-конструктивные требования
1 . Перед застройщиком часто встают разного рода задачи, решение которых невозможно без применения нестандартных технических подходов, для повышения
грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных
районов,
Мониторинг технического состояния мостовых конструкций является актуальной задачей, которая заключается в эффективном контроле, надежном анализе, рациональной
интерпретации данных, а также обеспечении правильного принятия решений по эффективному управлению мостовой инфраструктурой и повышение грузоподъемности
пролетного строения мостового сооружения за счет применения комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов
.
На сегодняшний день по всему миру активно разрабатываются технологии контроля технического состояния мостов, позволяющие оценивать их состояние без
непосредственного доступа к конструкции и нарушения движения .
Одним из важных критериев выбора повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения комбинированных пространственных
трехгранных структур для сейсмоопасных районов,
рациональной технологии усиления фундаментов является соотношение прочности и экономичности, что способствует не только восстановлению несущей способности
фундамента, но и возможности экономии материалов и снижения трудозатрат

76.

В представленной работе рассмотрено повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения комбинированных
пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов. Конструкция повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет
применения комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов показана на рисунке 1.
Рис 1 Показан трехгранная ферма -балка для повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения комбинированных
пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов,

77.

Рис 2 Показан трехгранная ферма -балка для повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения комбинированных
пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов, которая используется за рубежом ( США )

78.

79.

Рис 3 Показаны узлы крепления и соединения трехгранных ферм -балка для повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов,

80.

Рис 4 Показаны узлы крепления и соединения трехгранных ферм -балка для повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов,

81.

82.

Рис 5 Показаны узлы крепления и соединения трехгранных ферм -балка для повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов,
Рис 6 Показаны узлы крепления и соединения трехгранных ферм -балка для повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов,

83.

84.

Рис 7 Показаны узлы крепления и соединения трехгранных ферм -балка для повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов,
Рис 7 Показаны узлы крепления и соединения трехгранных ферм -балка для повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов,

85.

Рис 8 Показаны узлы крепления и соединения трехгранных ферм -балка для повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов,
Рис 9 Показаны узлы крепления и соединения трехгранных ферм -балка для повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов,

86.

Рис 10 Показаны узлы крепления и соединения трехгранных ферм -балка для повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов,

87.

Рис 11 Показаны узлы крепления и соединения трехгранных ферм -балка для повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет
применения комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов,

88.

Рис 12 Показаны узлы крепления и соединения трехгранных ферм -балка для повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов,

89.

Рис 13 Показаны узлы крепления и соединения трехгранных ферм -балка для повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет
применения комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов,

90.

Рисунок 16. Общий вид конструктивных решений по повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения комбинированных
пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов с использованием зарубежного опыта
Моделирование и расчёт несущей способности и повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения комбинированных
пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов, велись при помощи расчетного комплекса программ «PLAXIS 3D». В основу комплекса положен метод
конечных элементов (МКЭ), позволяющий выполнять математическое моделирование процессов, протекающих в грунте.
Для моделирования работы грунта для повышения грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения комбинированных
пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов, использована модель «Мора-Кулона». Рассматриваемая модель грунта формируется в виде
зависимостей бесконечно малых приращений эффективных напряжений (скорости эффективных напряжений) и бесконечно малых приращений деформации (скорости
деформации).

91.

Основной принцип решений упругопластических задач заключается в том, что деформации и их скорости разделяются на упругие и пластические составляющие для расчета и
для повышения грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов
Для установления закономерности между величинами напряжений и упругими деформациями используется закон Гука:
Физико-механические характеристики грунтов в расчетной модели повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов, принимался на основании результатов инженерно-геологических изысканий для
расчетных значений с доверительной вероятностью а = 0,95 (для расчетов по первой группе предельных состояний).
Наибольшее расчётное усилие, передаваемое на фундаменты в уровне подошвы сваи составляет 215,4 т (2112 кН).
Моделирование напряженно-деформированного состояния (НДС) свайного основания с грунтовым массивом
Modeling of the stress-strain state (SSS) of a pile foundation with a soil massif
Построение расчетных моделей, учитывающих конструкции строящихся опор, внешние нагрузки, порядок производства работ, напластование грунта и гидрологические
условия, выполнены на основе предоставленной проектной документации и в соответствии с отчетом по инженерно-геологическим изысканиям.
В настоящее время на федеральных и территориальных дорогах России эксплуатируется более 25 тыс. автомобильных мостов, из них более 90 процентов , составляют
железобетонные мосты с типовыми продетыми строенисми балочного типа с длиной пролетов до 24 м
Существует несколько спого&ов увеличения несущей способности реконструируемых пролетных строений мостов
• наращивание сечения нижней растянутой арматуры;
• устройство разгружающей шпренгельной системы из стальных профилей:
• устройство усиливающей системы из композитных материалов.
При этом варианты усиления с применением стадьныхарматуриых и профильных элементов обладают рядом недостатков:

92.

Дано описание нового конструктивного решения по усилению несущих строительных конструкций балочных автомобильных мостов с использованием композитных материалов
на основе углеродных и базальтовых волокон, приведены основные инженерные формулы для оценки несущей способности главных балок с учетом усиления.
Обследование моста было выполнено специалистами Сейсмофонд СПб ГАСУ. Были определены фактические схемы расположения элементов конструкций. размеры
поперечных сечений и их соединений. Выполнена проверка соответствия конструкций имеющейся проектной документации, фактической геометрической невменяемости.
выявлены отклонения, повреждения. дефекты элементов и узлов конструкций. Уточнены фактические и прогнозируемые нагрузки и воздействия на строительные конструкции.
Установлены механические свойства материалов конструкций.
Строительство моста осуществлялось в 2003 г. Сооружение представляет собой однопролетный автодорожный мост с двумя береговыми опорами. Длина моста 18 м. общая
ширина 7,84 м. Мост расположен я плане и н продольном профиле на прямой. Габарит проезжей части Г - 6.5 м. На мосту и на подходах к мосту две полосы для движения - по
одной полосе в каждую сторону. Тротуар выполнен только с одной стороны моста. ширина тротуара Т 0.6 м. Фотографии общего вида моста приведена па Иллюстрации 1.
Конструкция моста образована двумя береговыми опорами, пролетным строением и могтожыч полотном. Покрытие проезжей части асфальтобетонное. Толщина дорожной
одежды иа мосту составляет от 50 до 100 мм.
Пролетное строение моста образовано четырьмя сборными железобетонными балками таврового сечения, объединенными монолитной железобетонной плитой толщиной
1.50 мм в единую температурно-неразрезную бездиафрагмениую конструкцию. Расстояние между балками 1,83 м. Схема расстановки балок в поперечном направлении К 1.175
- 1.83' 3 ? К 1.175. Балки пролетного строения изготовлены по типовой серии 3.503.1-73. Полная длина балок 18 м. Высота балок 1050 мм. толщина пояса балки 150 мм. толщина
ребра балки
от 160 мм.
Балки пролетного строения опираются па полимерные опорные части размером 150 мм * 350 мм. высотой 70 мм. установленные па монолитные железобетонные
постаместты берего- вых опор размером 500 мм * 500 мм. высотой 120 мм.
Береговые опоры монолитные железобетонные призматического очертания шириной 6-59 м. высотой до верха свайного ростверка 2.8 м. Фундаменты береговых опор
свайные.
В процессе обследовании были обнаружены следующие дефекты и повреждения строительных конструкций пролетного строения моста: • разрушение защитного слоя бетона с
оголением и коррозией продольной рабочей арматуры в двух балках пролетного строении в при- опориой зоне:
• наклонные трещины на приопор- ных участках двух балок пролетного строения с шириной рас крытии до 0.1 мм. шаг трещин 500 мм:
• продольная трпцина в монолитной железобетонной плите пролетного строения по оси моста с шириной раскрытия до 0.3 мм на всем протяжении продетого строения:

93.

• разрушение защитного слои бетона с оголением и коррозией рабочей арматуры плиты проезжей части на участках сопряжения моста с берегом.
Статичоскии расчет конструкций пролетного строения
Статический расчет элементов главных бал (ж и плиты проезжей части моста выполнился аналитическим путем. Пространственное распределение нлфузки на главные балки
моста определялось по способу виецентрен- кото сжатии |5|. При этом предполагается. 'сто поперечные сечения пролетного строении не испытывают деформаций, т.е. имеют
бесконечно большую жесткость, а плита проезжей части пролетного строения рассматривается как иеразрезиая балка на упругих опорах, в качестве которых принимаются
главные балки. Таким образом, любая нагрузка, расположенная симметрично по отношению к продольной оси моста, распределп- ется между главными балками
пропорционально их жесткости.
В расчете были учтены постоянные нагрузки от собственного веса строительных конструкций моста, определенные по результатам его натурного обследования, и временные
нагрузки от автотранспортных средств по |6|. Кроме того, конструкции пролетного строения были рассчитаны на пропуск сверхнормативной подвижной нагрузки от
автоколонны с коксовой камерой масс oil 213 т.
Максимальный изгибающий момент от расчетных нагрузок в середине пролета главных балок составил .1260 тм. а максимальная поперечная сила иа опоре главных балок
Таким образом, по результатам проверочных расчетов главные балки пролетного строения моста не обладали достаточной несущей способностью лдп восприятия
сверхнормативных нагрузок при транспортировке тяжелого оборудования, поэтому было принято решение об усилении главных балок пролетного строения и плиты проезжей
части на участках с трещинами. В качестве элементов усиления была выбрана система из композитных материалов иа основе углеродных и базальтовых волокон.
Конструктивные решения по усилению моста
Наиболее распространенным решением при усилении балок пролетных строений мостов композитными материалами валяется приклейка композитной ламели к нижней
грани главных балок пролетного строения В этом случае ла мель может быть дополнительно закреплена на концах поперечными U-образными хомутами из полос композитной
ткани.
Данное решение позволяет повысить несущую способность конструкции примерно на 15%. но к рассматриваемому случаю данный вариант неприменим, так как требуется
повысить несущую способность главных балок более чем на 30%. Поэтому предложен нмшй способ увеличения несущей способности балок пролетного строен и в путем
послойною внешнего армирования композитным материалом п три этапа.
На первом этапе выполняется повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения комбинированных пространственных
трехгранных структур для сейсмоопасных районов

94.

Усиление и повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения комбинированных пространственных трехгранных структур
для сейсмоопасных районов
Выбранная конструктивная схема усиления пролетного строения моста позволяет повысить несущую способность балок пролетного строения на 28% по изгибающему моменту
и на 164 по поперечной силе. Таким образом, иссушая способность конструкции после усиления составила по изгибанннему моменту М26S тм. а по поперечной силе Q 63 т. что
достаточно дли восприятия расчетных усилий, возникающих при движении автоколонны со сверхнормативной нагрузкой.
Заключение
1 Предложенный в данной работе новый способ усиления сборных железобетонных балок пролетных строении мостовых конструкций повышение грузоподъемности
пролетного строения мостового сооружения за счет применения комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов, позволяет
повысить их несущую способность
2 Предложенный способ усиления для, повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения комбинированных пространственных
трехгранных структур для сейсмоопасных районов , при отсутствии значительных технических недостатков, обладает также целым радом достоинств по сравнению с
различными способами усиления стальными профилями.
3 Основываясь на опыте эксплуатации подобных сооружений, можно сделать вывод, что применение и повышение грузоподъемности пролетного строения мостового
сооружения за счет применения комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов является эффективным и надежным способом
увеличения несущей способности строительных конструкций автомобильных мостов и может быть рекомендовано для применения на других подобных конструкциях.
Применение и трехгранных ферм для повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения комбинированных пространственных
трехгранных структур для сейсмоопасных районов, позволяет существенно ускорить и упростить процесс повышение грузоподъемности пролетного строения мостового
сооружения за счет применения комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов, реконструкцию и эксплуатируемых
автомобильных и железнодорожных мостов, а значит, дает возможность пропуска больших транспортных потоков и увеличения скорости их движения, что в конечном итоге
неминуемо приведет к улучшению качества жизни всех жителей России.
Список использованной литературы:

95.

1. Журнал «Сельское строительство» № 9/95 стр.30 «Отвести опасность», А.И.Коваленко
2. Журнал «Жилищное строительство» № 4/95 стр.18 «Использование сейсмоизолирующего пояса для существующих зданий»,
А.И.Коваленко
3. Журнал «Жилищное строительство» № 9/95 стр.13 «Сейсмоизоляция малоэтажных жилых зданий»,
4. Журнал «Монтажные и специальные работы в строительстве» № 4/95 стр. 24-25 «Сейсмоизоляция малоэтажных зданий»,
5. Российская газета от 26.07.95 стр.3 «Секреты сейсмостойкости». А.И.Коваленко
6. Российская газета от 11.06.95 «Землетрясение: предсказание на завтра», А.И.Коваленко
8. Газета «Грозненский рабочий» № 5 февраль 1996 «Честь мундира или сэкономленные миллиарды»,
9. «Голос Чеченской Республики» 1 февраль 1996 «Башни и баллы» А.И.Коваленко
10. Республика ЧР № 7 август 1995 «Удар невиданной звезды или через четыре года». А.И.Коваленко
11. Газета «Земля России» за октябрь 1998 стр. 3 «Уникальные технологии возведения фундаментов без заглубления –
просадочных грунтах»
дом на грунте. Строительство на пучинистых и
12. Газета «Земля России» № 2 ( 26 ) стр. 2-3 « Предложение ученых общественной организации инженеров «Сейсмофонд» –
области реформы ЖКХ.
Фонда «Защита и безопасность городов» в
13. Журнал «Жизнь и безопасность « № 3/96 стр. 290-294 «Землетрясение по графику» Ждут ли через четыре года планету
потрясения «звездотрясения» А.И.Коваленко, Е.И.Коваленко.
«Земля глобальные и разрушительные
14. Журнал «Монтажные и специальные работы в строительстве» № 11/95 стр. 25 «Датчик регистрации электромагнитных
волн, предупреждающий о землетрясении гарантия сохранения вашей жизни!» и другие зарубежные научные издания и
журналах за 1994- 2004 гг. А.И.Коваленко и др. изданиях С брошюрой «Как построить
сейсмостойкий дом с учетом народного опыта сейсмостойкого строительства горцами Северного
Кавказа сторожевых башен» с.79 г. Грозный –1996. А.И.Коваленко в
ГПБ им Ленина г. Москва и РНБ СПб пл. Островского, д.3 .
Альбомы, чертежи и типовые серии по легкосбрасываемым конструкциям можно скачать по ссылке http://dwg.ru. Узлы и типовые серии рабочих чертежей можно
скачать по ссылке http://rutracker.org. Технические решения можно скачать http://www1.fips.ru

96.

На Украине мосты в основном держат до 40 тонн есть до 60 ти , их мало Усиленыые
мосты проф дтн ПГУПС Уздина А М надо использовать сверхпрочные и сверхлегкие
комбинированные пространственных трехгранные структурны ферм-балок , с
предварительным напряжением, для усления пролтеного мостового сооружения , с
неразрезыми поясами пятигранного составного профиля ( Мелехина ТОМСК ГАСУ)
Подарок тов. Сталину И.В. к Дню рождения, 144 годовщина, изобретение "СПОСОБ
УСИЛЕНИЯ ПРОЛЕТНОГО СТРОЕНИЯ МОСТОВОГО СООРУЖЕНИЯ c
использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных " [email protected] 8126947810
Онакко, Минтранс, Минстрой , МЧС , Жилдор, ноболее 30 лет не замечаб успехи блока
НАТО (США) и КНР и умышденно не

97.

принимают и не рассмаитриваби на НТС НИОКР проетную доументацию и
изобртения СПбГАСУ Сейсмоонд.
Это диверсию , вредительство или саботаж во время СВО, должны рассотреть
Следсвенный Комитет, военный трибунал и прокуратура РФ-Россия https://pptonline.org/1435747
Модульные трѐхгранные фермы плоских покрытий
Е. А. Мелѐхин
https://doi.org/10.31675/1607-1859-2021-23-2-65-78
https://vestnik.tsuab.ru/jour/article/view/970
https://www.liveinternet.ru/users/russkayadruzhina/post500023116/
Обустройство линий обороны от дронов-камикадзе
https://ppt-online.org/1386647
Напряженно-деформированное состояние трехгранной фермы с неразрезными поясами
пятигранного составного профиля
Евгений Анатольевич Мелѐхин https://doi.org/10.22227/2305-5502.2023.1.4
https://www.nso-journal.ru/jour/article/view/91

98.

http://www.ivdon.ru/uploads/article/pdf/IVD_43__5_Melekhin_Goncharov_Malygin2705.pdf_
1aa1bc6691.pdf
держат до 90 тонн, собираются за 24 часа , как в КРН и США. Без надстройки и
усиления существующего Украинского моста , из преднапряженной трехгарной
фермой -балкй , мост просто рукнет Будет много жертв Погибнут морпехи Севастополя
Имеется положительное заключениегенерала Косенкова Железнодорожные восйска
Shogu Polozhitelnoe zaklyuchenie Minoboroni NIITS JDV Logunov 10 iyulya 2022 10 str
https://ppt-online.org/1450454
Онакко, Минтсранс, Минстрой , МЧС , Жилдор, упррноболе 30 лет не замечаб успехи
блока НАТО (США) и КНР и умышденно не примают и не рассмаитриваби на
НТСНИОКР проетную доументацию и изобртения СПбГАСУ Сейсмоонд.
Это диверсия , вредительство или саботаж во время СВО, должны рассотреть
Следсвенный Комитет, военный трибунал и прокуратура РФ-Россия

99.

100.

101.

102.

103.

Заявка на изобретение "СПОСОБ УСИЛЕНИЯ ПРОЛЕТНОГО СТРОЕНИЯ МОСТОВОГО СООРУЖЕНИЯ
c использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных
районов
имени Владимира Путина"

104.

105.

106.

107.

108.

109.

110.

111.

112.

113.

114.

115.

116.

117.

118.

119.

Реферат Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов
имени Владимира Путина
Полезная модель способа усиления пролетного строения мостового сооружения с
использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов, относится к ремонту и повышения грузоподъемности аварийного
пролетного строения автомобильного и железнодорожного моста и может быть использована
для аварийного поста при укреплении с использованием пространственных стержневых
конструкций Новокисловодск и изобретений Мелехина . Задача полезной модели - снизить
материалоемкость покрытия, повысить его жесткость и расширить область применения. Это
достигается тем, что известное комбинированное пространственное структурное покрытие,
содержащее пространственный каркас, из соединенных в узлах, стержней поясов и раскосов и
размещенные в средней части, вдоль пролета, жестко прикрепленные нижнего пояса, нижние и
расположенные над верхние пролетные, установленные на опоры подкрепляющие элементы,
снабжено установленными на опоры и расположенными вдоль пролета жестко прикрепленными
к нижнего пояса нижними и монтированными над верхними контурными , причем верхние
контурные и пролетные жестко прикреплены к узлам верхнего пояса . Нижние пролетные и
контурные жестко прикреплены посредством крестового монтажного столика к нижнего пояса ,
а верхние - к нижнего пояса, соответственно При сборке покрытия вначале монтируются
опираемые на опоры нижние и верхние пролетные , и контурные, с крестовыми монтажными
столиками . После чего собирается нижний пояс из стержней нижнего пояса и с узловыми
элементами в виде полых шаров , при этом жестко прикрепляются посредством электросварки к

120.

монтажным столикам нижних пролетных и контурных . Затем монтируются стержни раскосов 4
и верхнего пояса. На заключительном этапе монтируются стержни верхнего пояса и
выполняется жесткое крепление верхнего пояса посредством электросварки к монтажным
столикам верхних пролетных и контурных . Снабжение комбинированного покрытия
установленными на опоры и расположенными вдоль пролета нижними и верхними контурными
и жесткое прикрепление контурных , и пролетных, что позволяет повысить жесткость покрытия,
а также избежать необходимости в установке опор для опирания , горизонтальных и
вертикальных связей, подвесок, что существенно снижает материалоемкость покрытия.
Отсутствие опор вдоль контурных , комбинированного покрытия расширяет также область его
применения, например, при строительстве авиационных ангаров, цехов, покрытий зрелищных
сооружений и т.д. 5 ил.
Изобретение относится к способам для ремонта или укрепления существующих мостов. Способ
усиления пролетного строения мостового сооружения с изменением поперечного сечения
включает усиление главных балок путем установки и натяжения канатов. Сначала создают
коробчатое сечение путем дополнительной установки нижнего блока и закрепления его в нижней
части двух соединенных между собой трехгранных ферм - балок.
При испытаниях фрагментов и узлов по усилению пролетного строения мостового
сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов, использовались изобретения проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№
1143895, 1168755, 1174616, 2550777 и аспиранта ЛенЗНИИЭП, стажера СПб ГАСУ
А.И.Коваленко №№ 1760020, 2010136746, 165076, 154506, 1395500, 101847, 998300, 172414

121.

Podarok tov Stalinu Antiseysmicheskoe flantsevo soedinenie friktsionno friktsionno-podvizhnix
soedineniy proletnogo stroeniya mosta 2 str
Podarok tov Stalinu Antiseysmicheskoe flantsevo soedinenie friktsionno friktsionno-podvizhnix
soedineniy proletnogo stroeniya mosta 2 str
https://ppt-online.org/1454657
Пояснительная записка к расчету упруго пластического сдвигаемого шарнира для сборноразборного железнодорожного моста
https://ppt-online.org/1446618
https://dzen.ru/a/ZX7AY8TkcRaNPvtN
Для включения в план НИОКР Минстроя ЖКХ, Минпромторга, Минтраса
Дистанционный доклад (сообщение) на НТС Минстроя ЖКХ на удаленке из поселения ученого,
заместителя, заместителя Президента организации "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ, редатора
газеты "Армия Защитников Отечества", полковника Шендакова Михаил Анатольевича на научно
-техническом ( Совете НТС в Минстрое ЖКХ в марте -апреля 2023 и доклад на научной
конференции в Политехническом Университете СПб 21 - 25 августа 2023 года
Тема доклада: Метод предельного равновесия при расчете в ПK SCAD ( сдвиговая прочность
СП16.1330.2011 SCAD п.7.1.1 придельная поперечная сила ) статически неопределенных
упругопластинчатых стальных ферм-балок ( пластинчато –балочных сиcтемам ) с большими
перемещениями на прельеное равновесие и приспособляемость на основе изобретений проф
А.М.Уздина ( №№ 1143895,, 1168755, 1174616, 255 0777, 2010136746, 1760020, 165076, 154506,
858604 ) и инженерные решения по использованию для железнодорожных мостов

122.

упругопластических сверхлегких и сверхпрочных конструкций стальных ферм-балок,
сконструированном со встроенным бетонным настилом, с пластическим шарниром и расчет в 3Dмодели, в SCAD неразрезной балки-фермы с большими перемещениями, с учетом сдвиговой
жесткостью к неравномерным нагрузкам железнодорожного моста, для преодоления водных
преград в критических и чрезвычайных ситуациях, позволяющих уменьшить массу пролетного
строения армейского моста до 30 процентов, за счет пластинчатости и приспособляемости моста,
что уменьшит сметную стоимость СМР до 30 процентовhttps://vk.com/wall789869204_122
Бодрящий ответ для организации Сейсмофонд при СПб ГАСУ
https://ppt-online.org/1300515 3 з.п. ф-лы,
Формула полезной модели способ усиления пролетного строения
мостового сооружения с использованием комбинированных
пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных
районов имени Владимира Путина
Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов из

123.

комбинированнох пространственных структур пролетного строения мостового сооружения с
использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов , содержащее пространственный каркас из соединенных в узлах
стержней поясов и раскосов и размещенные в средней части пространственного каркаса вдоль
пролета жестко прикрепленные к узлам нижнего пояса каркаса нижние и расположенные над
каркасом верхние пролетные подкрепляющие элементы, установленные на опоры, отличающееся
тем, что оно снабжено установленными на опоры и расположенными вдоль пролета жестко
прикрепленными к узлам нижнего пояса нижними и монтированными над каркасом верхними
контурными подкрепляющими элементами, причем верхние контурные и пролетные
подкрепляющие элементы жестко прикреплены к узлам верхнего пояса пространственного
каркаса.
1. Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием
комбинированных пространственных трехгранных ферм -балок изобретателя Новокисловодс и
Мелехина и структур ( смотри : ИННОВАЦИОННАЯ РАЗРАБОТКА МОДУЛЯ
"НОВОКИСЛОВОДСК" И ЕГО ЭКОНОМИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ имеет дополнительные
пояснению и описания по ссылкам :
https://cyberleninka.ru/article/n/innovatsionnaya-razrabotka-modulya-novokislovodsk-i-egoekonomicheskoe-obosnovanie
Марутян Александр Суренович (RU) https://yandex.ru/patents/doc/RU153753U1_20150727
https://patents.s3.yandex.net/RU153753U1_20150727.pdf УЗЛОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ

124.

ПЕРЕКРЕСТНО-СТЕРЖНЕВЫХ КОНСТРУКЦИЙ, ВКЛЮЧАЯ УЗЛЫ СИСТЕМЫ
«НОВОКИСЛОВОДСК», И ИХ РАСЧЕТ https://msi.elpub.ru/jour/article/view/863/0
https://www.liveinternet.ru/users/russkayadruzhina/post499999227/
2. для сейсмоопасных районов мостового сооружения с изменением поперечного сечения,
включающий усиление главных балок путем установки трехгранных ферм-балок с
упругопластическим компенсатором с отличающийся тем,
3. При оформлении изобретения использовались изобретения блока НАТО : США, CCCP,
Беларусь, Торговой компании «РФ-Россия» : №№ 2140509 E 04 H1/02, MPK E04 G 23/00
RU2043465, 2121553, Малафеев 2336399, 2021450, Насадка 2579073, SU 1823907 ( нет в общей
доступности), 2534552, 2664562, 2174579, Курортный , 2597901, полезная модель 154158,
Марутяна Александр Суренович г.Кисловодск №№ 153753, 2228415, 2228415, 2136822, Способ
надстройки зданий №№ 2116417, 2336399, 2484219
https://dzen.ru/a/ZPwU9rZlbXapNcHI
https://t.me/resistance_test/516
4. Трѐхгранные фермы с предварительным напряжением для плоских покрытий Е.А. Мелѐхин1 ,
Н.В. Гончаров2 , А.Б. Малыгин1 1Московский государственный строительный университет
2Национально исследовательский Томский Политехнический университет

125.

http://www.ivdon.ru/uploads/article/pdf/IVD_43__5_Melekhin_Goncharov_Malygin2705.pdf_1aa1bc66
91.pdf
Мелѐхин Е.А. Модульные трѐхгранные фермы плоских покрытий. Вестник Томского
государственного архитектурно-строительного университета. 2021;23(2):6578. https://doi.org/10.31675/1607-1859-2021-23-2-65-78
https://vestnik.tsuab.ru/jour/article/view/970/722
Скачать PDF
5. ПОКРЫТИЕ ИЗ ТРЕХГРАННЫХ ФЕРМ
Мелѐхин Евгений Анатольевич (RU)
https://rusneb.ru/catalog/000224_000128_0002627794_20170811_C1_RU/
6. Напряженно-деформированное состояние трехгранной фермы с неразрезными поясами
пятигранного составного профиля
Евгений Анатольевич Мелѐхин
https://doi.org/10.22227/2305-5502.2023.1.4
https://www.nso-journal.ru/jour/article/view/91
https://www.freepatent.ru/patents/2188287
https://edrid.ru/authors/201.dffe3.html
http://nso-journal-03.mgsu.ru/ru/component/sjarchive/issue/article.display/2023/4/556-571

126.

https://www.litprichal.ru/work/517210/
Бодрящий ответ для организации Сейсмофонд при СПб ГАСУ
https://ppt-online.org/1300515
Расчет упругоппластического структурного сбороно разбороного моста на основе трехгранной
блок-фермы
https://ppt-online.org/1299327
https://rodinailismertlistru.diary.ru/p221562547_vse-dlya-fronta-vse-dlya-pobedy-predlozhenie-dlyaminstroya-zhkh-mintransu-minoborony.htm
Metod predelnogo ravnovesiya uprugoplasticheskogo rascheta SCAD staticheski neopredelimix stalnix
ferm zheleznodorozhnogo mosta 538 str.docx https://disk.yandex.ru/d/wyRxG-zE8rRmBA
https://rodinailismertlistru.diary.ru/p221562547_vse-dlya-fronta-vse-dlya-pobedy-predlozhenie-dlyaminstroya-zhkh-mintransu-minoborony.htm
Специальный военный вестник "Армия Защитников Отечества" №15
https://ppt-online.org/1323327

127.

Расчет упругоппластического структурного сбороно разбороного моста на основе трехгранной
блок-фермы
https://ppt-online.org/1299327
Расчет упругопластического структурного сборно-разборного моста на основе трехгранной блокфермы
https://ppt-online.org/1297775
Секция III. Механика деформируемого твердого тела. Расчет упругопластического структурного
сборно-разборного моста
https://ppt-online.org/1297382
О пригодности быстровозводимого армейского сборно-разборного автомобильного моста
https://ppt-online.org/1305281
Описание: "Способ усиления пролетного строения мостового
сооружения с использованием комбинированных
пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных
районов имени Владимира Путина "

128.

Полезная модель относится к строительству и может быть использована при возведении
пространственных стержневых конструкций для усиления пролетного строения мостового
сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов. Аналог изобретение № 80471 и № 266595
Задача полезной модели - снизить материалоемкость покрытия, повысить его жесткость и
расширить область применения. Это достигается тем, что известное комбинированное
пространственное структурное покрытие, содержащее пространственный каркас из соединенных
в узлах стержней поясов и раскосов и размещенные в средней части пролетного строения
мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных
структур для сейсмоопасных районов, вдоль пролета, жестко прикрепленные к нижнего пояса
нижние и расположенные над верхние пролетные, установленные на опоры подкрепляющие
элементы, снабжено установленными на опоры и расположенными вдоль пролета жестко
прикрепленными к нижнего пояса нижними и монтированными над верхними контурными,
причем верхние контурные и пролетные жестко прикреплены к узлам верхнего пояса .
Нижние пролетные и контурные жестко прикреплены посредством крестового монтажного
столика к нижнего пояса , а верхние - к нижнего пояса, соответственно
При сборке пролетного строения мостового сооружения с использованием комбинированных
пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов для повышение
несущей способности пролетного строения, вначале монтируются опираемые на опоры нижние
и верхние пролетные и контурные , 9 с крестовыми монтажными столиками .

129.

После чего собирается нижний пояс из стержней нижнего пояса и с узловыми элементами в
виде полых шаров , при этом жестко прикрепляются посредством электросварки к монтажным
столикам нижних пролетных и контурных .
Затем монтируются стержни раскосов и верхнего пояса. На заключительном этапе монтируются
стержни верхнего пояса и выполняется жесткое крепление верхнего пояса посредством
электросварки к монтажным столикам верхних пролетных и контурных .
Снабжение комбинированного покрытия установленными на опоры и расположенными вдоль
пролета нижними и верхними контурными и жесткое прикрепление контурных , и пролетных ,
что позволяет повысить жесткость и несущею способность аварийного пролетного строения
мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных
структур для сейсмоопасных районов покрытия, а также избежать необходимости в установке
опор для опирания , горизонтальных и вертикальных связей, подвесок, что существенно снижает
материалоемкость покрытия. Отсутствие опор вдоль контурных , комбинированного покрытия
расширяет также область его применения, например, при строительстве авиационных ангаров,
цехов, покрытий зрелищных сооружений и т.д. см иллюстрацию в социальной сети по ссылке
SPBGASU Uprugoplacheskiy rascchet predelnogo ravnovesiya SCAD-staticheski neopredelimix fermbalok 568 str
https://vk.com/wall789869204_122
Специальный военный вестник "Армия Защитников Отечества" №15
https://ppt-online.org/1323327

130.

https://te9219626778gmailcom.diary.ru/p221651243_v-sankt-peterburge-nikakoj-tehnicheskoj-politikinikakoj-sistemy-sozdaniya-i-realizaci.htm
Расчет упругоппластического структурного сбороно разбороного моста на основе трехгранной
блок-фермы
https://ppt-online.org/1299327
Metod predelnogo ravnovesiya rasccheta SCAD fuktsiya sdvig staticheski neopredelimix
uprugoplasticheskix ferm 483 str (1) — копия
Метод предельного равновесия для упругопластического расчета в ПК SCAD
https://ppt-online.org/1322416
https://vk.com/wall782713716_906
Расчет упруго пластического шарнира для металлических ферм балок пролетного строения
автомобильного (железнодорожного) моста c использованием систем демпфирования с
использованием тросовой демпфирующей петли - вставки для верхнего сжатого пояса фермыбалки и упруго пластических шарниров из косых стыков с тросовой гильзой для нижнего
растягивающего пояса фермы-балки со стальной шпильки с пропиленным болгаркой пазов. куда
забивается при сборке медный обожженный клин во время скоростной сборки сборноразборного моста с большими перемещениями и приспособляемости с учетом демпфирования
упруго пластического шарнира за счет тросовой демпфирующей гильзы залитой
расплавленным свинцом или битумом для металлических ферм балок пролетного строения

131.

автомобильного и железнодорожного моста c использованием систем демпфирования за счет
пластического шарнира Диагональные раскосы фермы-балки , крепятся на болтовыми
соединениями с пружинистой тросовой гильзой, залитой расплавленным свинцом или битумом
и устанавливается в овальные отверстия -сдвиговые . Стальная ферма- балка сконструирована
со встроенным бетонным настилом При испытаниях была использована 3D -конечных
элементов
https://rodinailismertlistru.diary.ru/p221562547_vse-dlya-fronta-vse-dlyapobedy-predlozhenie-dlya-minstroya-zhkh-mintransu-minoborony.htm
Полезная модель относится к строительству для усиления аварийного пролетного строения
мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных
структур для сейсмоопасных районов и может быть использована при возведении
пространственных стержневых конструкций.
Известно пространственное структурное покрытие, содержащее установленный по контуру на
опоры пространственный каркас из соединенных в узлах стержней поясов и раскосов .
Недостатком пространственного структурного покрытия является наличие по контуру покрытия
большого количества опор, на которые производится установка пространственного каркаса, и
возникновение в стержнях поясов и раскосов при больших пролетах значительных усилий, что, в
совокупности, обуславливает высокую материалоемкость конструкции. Кроме того, наличие
опор по контуру пространственного структурного покрытия ограничивает, в ряде случаев,
область его применения, например, при строительстве авиационных ангаров, цехов, покрытий
зрелищных сооружений и т.д.

132.

Известно также комбинированное пространственное структурное покрытие, содержащее
опираемый по контуру на опоры пространственный каркас из соединенных в узлах стержней
поясов и раскосов и размещенные в средней части пространственного каркаса вдоль пролета,
жестко прикрепленные к узлам нижнего пояса каркаса нижние и расположенные над каркасом
верхние пролетные подкрепляющие элементы, установленные на опоры, причем верхние
пролетные подкрепляющие элементы соединены между собой посредством горизонтальных и
вертикальных связей, а с нижними подкрепляющими элементами - посредством вертикальных
подвесок .
Снабжение комбинированного пространственного структурного покрытия размещенные в
средней части пространственного каркаса вдоль пролета жестко прикрепленными к узлам
нижнего пояса пространственного каркаса нижними и расположенными над каркасом верхними
пролетными подкрепляющими элементами, установленными на опоры, позволяет существенно
разгрузить элементы пространственного каркаса, и, тем самым, в некоторой степени снизить
материалоемкость конструкции покрытия.
Однако известное комбинированное пространственное структурное покрытие по-прежнему
характеризуется повышенной материалоемкостью вследствие наличия по контуру покрытия
большого количества опор, на которые устанавливается пространственный каркас. Повышенной
материалоемкости способствует также необходимость установки большого количества
горизонтальных и вертикальных связей, подвесок между нижними и верхними пролетными
подкрепляющими элементами. Соединение между собой верхних и нижних пролетных
подкрепляющих элементов только вертикальными подвесками снижает жесткость покрытия в

133.

направлении, перпендикулярном подкрепляющим элементам. Кроме того, наличие опор по
контуру пространственного структурного покрытия ограничивает, в ряде случаев, область его
применения, например, при строительстве авиационных ангаров, цехов, покрытий зрелищных
сооружений и т.д.
Задача, на решение которой направлена предлагаемая полезная модель, состоит в том, чтобы
снизить материалоемкость комбинированного пространственного структурного покрытия,
повысить его жесткость и расширить область применения.
Решение поставленной задачи достигается тем, что известное комбинированное
пространственное структурное покрытие, содержащее пространственный каркас из соединенных
в узлах стержней поясов и раскосов и размещенные в средней части пространственного каркаса
вдоль пролета, жестко прикрепленные к узлам нижнего пояса каркаса нижние и расположенные
над каркасом верхние пролетные подкрепляющие элементы, установленные на опоры, снабжено
установленными на опоры и расположенными вдоль пролета жестко прикрепленными к узлам
нижнего пояса нижними и монтированными над каркасом верхними контурными
подкрепляющими элементами, причем верхние контурные и пролетные подкрепляющие
элементы жестко прикреплены к узлам верхнего пояса пространственного каркаса.
Снабжение комбинированного пространственного структурного покрытия установленными на
опоры и расположенными вдоль пролета жестко прикрепленными к узлам нижнего пояса
нижними и монтированными над каркасом верхними контурными подкрепляющими элементами
и жесткое прикрепление верхних контурных и пролетных подкрепляющих элементов к узлам

134.

верхнего пояса пространственного каркаса позволяет избежать необходимости в установке опор
для опирания пространственного каркаса, горизонтальных и вертикальных связей, подвесок,
функции которых выполняют соединенные в узлах стержни поясов и раскосов
пространственного каркаса. Исключение же из конструкции комбинированного покрытия опор
для опирания пространственного каркаса, связей и подвесок обуславливает существенное
снижение материалоемкости покрытия. Соединение между собой верхних и нижних пролетных
подкрепляющих элементов выполняющими функции связей и собранными в узлах стержнями
поясов и раскосов существенно повышает жесткость покрытия в направлении,
перпендикулярном подкрепляющим элементам. Отсутствие опор вдоль контурных
поддерживающих элементов комбинированного пространственного структурного покрытия
расширяет также область его применения, например, при усилении пролетного строения
мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных
структур для сейсмоопасных районов, авиационных ангаров, цехов, покрытий зрелищных
сооружений и т.д.
Полезная модель поясняется чертежами, на фиг.1 изображен общий узел комбинированного
пространственного структурного покрытия в плане; на фиг.2 - разрез А-А на фиг.1; на фиг.3 разрез Б-Б на фиг.1; на фиг.4 - узел «1» на фиг.3; на фиг.5 - разрез В-В на фиг.4. Обозначения: 1 пространственный каркас; 2 - узлы системы БрГТУ; 3 - стержни поясов; 4 - стержни раскосов; 5 опоры; 6 - нижние пролетные подкрепляющие элементы; 7 - нижние контурные подкрепляющие
элементы; 8 - верхние пролетные подкрепляющие элементы; 9 - верхние контурные
подкрепляющие элементы; 10 - крестовой монтажный столик; 11 - электросварной шов; 12 -

135.

гайки; 13 - полые шары; 14 - крепежные болты; 15 - внутренние шайбы; 16-наружные шайбы; 17 силовые гайки; 18 - стопорные гайки.
Комбинированное пространственное структурное покрытие содержит пространственный каркас 1
из соединенных в узлах 2 системы БрГТУ стержней 3, 4 поясов и раскосов, соответственно, и
установленные на опоры 5 нижние 6, 7 и расположенные над каркасом 1 верхние 8, 9 пролетные
6, 8 и контурные 7, 9 подкрепляющие элементы.
Подкрепляющие элементы 6-9 могут быть выполнены из труб (фиг.1-5) или любого другого
стального профиля (на чертежах не показано).
Нижние пролетные 6 и контурные 7 подкрепляющие элементы жестко прикреплены посредством
крестового монтажного столика 10 к узлам 2 нижнего пояса пространственного каркаса 1, а
верхние 8, 9 - к узлам 2 нижнего пояса, соответственно (фиг.2-5).
Пролетные подкрепляющие элементы 6, 8 размещены в средней части пространственного каркаса
1 вдоль пролета симметрично относительно оси пространственного каркаса 1 вдоль его большего
размера, а контурные подкрепляющие элементы 7, 9 - параллельно подкрепляющим элементам 6,
8 по контуру пространственного каркаса 1 (фиг.1, 2).
Узлы соединения полых стержней 3, 4 поясов и раскосов, оголовки которых снабжены жестко
установленными в их полостях гайками 12, пространственного каркаса 1 системы БрГТУ
содержат узловые элементы верхнего и нижнего поясов в виде полых шаров 13 с отверстиями в
стенках, через которые пропущены со стороны полости шаров 13 с возможностью вкручивания в

136.

гайки 12 стержней 3, 4 болты 14 с внутренними 15 и наружными 16 шайбами и силовыми 17 и
стопорными 18 гайками (фиг.4, 5)
Силовые 17 и стопорные 18 гайки размещены между шаром 13 и гайками 12 стержней 3, 4. В
проектном положении стопорная гайка 18 стопорит болт 14 относительно гайки 12, а силовая 17 болт 12 относительно шара 13 (фиг.4, 5).
Внутренние 15 и наружные 16 шайбы выполнены со сферическими, обращенными к шару 13
поверхностями, и установлены между головками болтов 14 и внутренней поверхностью шара 13
и наружной поверхностью шара 13 и силовыми гайками 17, соответственно.
Сборка пространственного каркаса производится в следующем порядке.
Вначале монтируются опираемые на опоры 5 нижние 6, 7 и верхние 8, 9 пролетные 6, 8 и
контурные 7, 9 подкрепляющие элементы с крестовыми монтажными столиками 10. После чего
собирается нижний пояс пространственного каркаса 1 из стержней 3 нижнего пояса и узлов 2 с
узловыми элементами в виде полых шаров 13, при этом узлы 2 жестко прикрепляются
посредством электросварки к монтажным столикам подкрепляющих нижних пролетных 6 и
контурных 7 элементов. Затем монтируются стержни раскосов 4 и узлы 2 верхнего пояса. На
заключительном этапе монтируются стержни 3 верхнего пояса и выполняется жесткое крепление
узлов 2 верхнего пояса посредством электросварки к монтажным столикам верхних
подкрепляющих пролетных 8 и контурных 9 элементов.

137.

При сборке узлов нижнего и верхнего поясов из стержней 3, 4 и узловых элементов в виде полых
шаров 13 силовые 17 и стопорные 18 гайки болтов 14 устанавливаются рядом друг с другом и
стопорятся относительно друг друга и болтов 14, при этом расстояние от торца каждого из болтов
14 до гайки 12 стержней 3, 4 должно быть равно расстоянию от головки болта 14 до внутренней
шайбы 15 в положении прижатия силовой 17 и стопорной 18 гаек с наружной шайбой 16 и
внутренней шайбы 15 к полому шару 13. Стопорение гаек 17, 18 осуществляется посредством их
поворота с затягиванием навстречу друг другу. Затем, путем вращения застопоренных гаек 17, 18
с болтом 14, последний ввинчивается в гайку 12 стержней 1 или 2 до упора гаек 18 в гайку 12,
при этом головка болта 14 с шайбой 15 опирается на внутреннюю поверхность шара 13. На
заключительном этапе силовая гайка 17 вращается в обратную сторону, при застопоренных
гайках 12, 18, до момента ее опирания в наружную шайбу 16 и производится стопорение болта 14
относительно полого шара 13 путем затягивания силовой гайки 17 (фиг.4, 5).
Снабжение комбинированного пространственного структурного покрытия установленными на
опоры 5 и расположенными вдоль пролета жестко прикрепленными к узлам 2 нижнего пояса
нижними 7 и монтированными над каркасом 1 верхними 9 контурными подкрепляющими
элементами и жесткое прикрепление верхних контурных 9 и пролетных 8 подкрепляющих
элементов к узлам 2 верхнего пояса пространственного каркаса 1 позволяет избежать
необходимости в установке опор 5 для опирания пространственного каркаса 1, горизонтальных и
вертикальных связей, подвесок, функции которых выполняют соединенные в узлах 2 стержни
поясов 3 и раскосов 4 пространственного

138.

каркаса 1. Исключение же из конструкции комбинированного покрытия опор 5 для опирания
пространственного каркаса 1, связей и подвесок обуславливает существенное снижение
материалоемкости покрытия. Соединение между собой верхних 8 и нижних 6 пролетных
подкрепляющих элементов выполняющими функции связей и собранными в узлах 2 стержнями
поясов 3 и раскосов 4 существенно повышает жесткость покрытия в направлении,
перпендикулярном подкрепляющим элементам 6-9. Отсутствие опор 5 вдоль контурных
поддерживающих элементов 7, 9 комбинированного пространственного структурного покрытия
расширяет также область его применения, например, при строительстве авиационных ангаров,
цехов, покрытий зрелищных сооружений и т.д.
Изобретение относится к способам для ремонта или укрепления существующих мостов. Известен
патент на изобретение SU №1079734, МПК E01D 21/00 «Способ усиления пролетных строений
мостов». Способ усиления пролетных строений мостов, включающий установку пары
неподвижных упоров по длине усиляемого элемента пролетного строения, установку затяжки с
концевыми анкерами в упоры и натяжение затяжки с последующей фиксацией концевых анкеров,
отличающийся тем, что с целью снижения трудоемкости и энергоемкости процесса усиления
пролетных строений, на смежной с усиляемым строением части моста со стороны подвижной
опоры опорной части усиляемого пролетного строения закрепляют по оси затяжки съемный
захват с жесткой тягой, соединяют тягу с ближайшим к захвату анкером затяжки посредством
разъемного соединения, фиксируют тягу в захвате во время прохода эксплуатационной нагрузки
по усиляемому пролетному строению, фиксируют соединенный с тягой анкер затяжки на

139.

соответствующем упоре во время разгрузки пролетного строения от эксплуатационной нагрузки,
после чего повторяют поочередно операции по фиксации тяги и соединенного с ней анкера
затяжки при въезде и съезде эксплуатационной нагрузки с усиляемого пролетного строения до
достижения требуемого усилия натяжения затяжки.
Недостатком данного способа является то, что этот способ ненадежность усиления пролетного
строения моста.
Наиболее близким (прототип) к заявляемому изобретению является патент на изобретение РФ
№2608378, МПК E01D 22/00 «Способ реконструкции и усиления сталежелезобетонного
разрезного пролетного строения напрягаемыми канатами». Способ реконструкции и усиления
сталежелезобетонного разрезного пролетного строения напрягаемыми канатами включает замену
железобетонной плиты, усиление главных балок, ремонт, замену или увеличение числа
устройств, объединяющих плиту с металлоконструкциями, и усиление стенок главных балок
дополнительными ребрами жесткости, при этом усиление главных балок выполняется путем
установки предварительно напрягаемых прямолинейных канатов, расположенных над нижними
поясами главных балок и которые после устройства новой железобетонной плиты остаются на
балках и сохраняют выступающие за анкера концы канатов для подтяжки канатов до завершения
строительных работ на пролетном строении и восстановления расчетной грузоподъемности
пролетного строения.

140.

Недостатками данного способа является сложность производимых работ, а так же необходимость
замены железобетонной плиты.
Задачей предлагаемого изобретения является создание простого способа усиления пролетного
строения мостового сооружения с изменением поперечного сечения с обеспечением надежного
усиления без замены элементов мостового сооружения.
Поставленная задача решается за счет того, что способ усиления пролетного строения мостового
сооружения с изменением поперечного сечения, включающий в себя усиление главных балок
путем установки и натяжения канатов. Сначала создают коробчатое сечение, путем
дополнительной установки нижнего блока и закрепления его в нижней части двух соединенных
между собой Т-образных балок способом омоноличивания бетоном с объединением арматуры
стыкуемых элементов. Затем усиливают пролетное строение мостового сооружения, где сначала
внутри опорных элементов двух соединенных между собой Т-образных балок в нижней их части
устанавливают канаты в несколько рядов. После чего дополнительно устанавливают канаты над
верхним поясом двух соединенных между собой Т-образных балок в местах надопорной зоны
пролетного строения. Далее дополнительно устанавливают канаты над нижним блоком внутри
коробчатого сечения в местах межопорной зоны пролетного строения. После этого канаты над
верхним поясом, в нижней части опорных элементов двух соединенных между собой Т-образных
балок и над нижним блоком внутри коробчатого сечения натягивают. И в заключении канаты
анкеруют и бетонируют. Канаты над верхним и нижним поясом могут устанавливать
непосредственно в местах, предназначенных для усиления пролетного строения, причем для

141.

усиления надопорной зоны пролетного строения канаты устанавливают над верхним поясом, а
для усиления межопорной зоны канаты устанавливают над нижним блоком внутри коробчатого
сечения. При усилении пролетного строения с полыми опорными элементами Т-образных балок
прямолинейные канаты устанавливают внутри полостей опорных элементов. При усилении
пролетного строения с монолитными опорными элементами Т-образных балок дополнительно
пробуривают отверстия в нижней части опорных элементов, после чего в этих отверстиях
устанавливают прямолинейные канаты.
Суть заявляемого изобретения поясняется чертежами где:
На фиг. 1 - Изображены два соединенных между собой Т-образных блока с установленным
нижним блоком и установленными в образованном коробчатом сечении канатами.
На фиг. 2 - Изображены места усиления пролетного строения мостового сооружения.
Известны различные способы усиления пролетных строений мостовых сооружений:
Внутренняя опалубочная форма
Способ усиления моста включает установку внутри отверстия моста съемной опалубочной
формы для образования усиливающей конструкции, максимально приближенной к форме
отверстия существующего моста, заполнение полостей между съемной опалубочной формой и
устоями существующего моста бетонной смесью с армированием и образование нового
пролетного строения. Вначале устанавливают фундамент - бетонное основание, далее
пространство между существующими устоями моста и съемной опалубочной формой заполняют
бетонной смесью с образованием усиливающей конструкции, стенки которой, монолитно

142.

связывают с устоями существующего моста связями, например, в виде анкерных штырей, а
между низом существующего пролетного строения и верхом нового пролетного строения
образован воздушный зазор, обеспечивающий свободу прогиба существующего пролетного
строения, после набора бетоном заполнения проектной прочности осуществляют разборку
старого пролетного строения, выполняют новое дорожное покрытие с его опиранием на новое
пролетное строение. Технический результат изобретения состоит в обеспечении возможности
нормальной эксплуатации моста при проведении строительных работ, снижении
материалоемкости конструкций усиления моста и обеспечении максимальной площади отверстия
усиленного сооружения.
Приклейка композитных материалов.
Наиболее распространенным решением при усилении балок пролетных строений мостов
композитными материалами является приклейка композитной ламели к нижней грани главных
балок пролетного строения. В этом случае ламель может быть дополнительно закреплена на
концах поперечными U-образными хомутами из полос композитной ткани.
Однако эти способы достаточно трудоемки и дороги. Предлагаемый способ усиления пролетного
строения мостового сооружения с изменением поперечного сечения прост, надежен, не требует
замены элементов существующего пролетного строения, он сохраняет конструкцию пролетного
строения, а также повышает нагрузочную способность и надежность мостового сооружения

143.

Способ усиления пролетного строения мостового сооружения 1 с изменением поперечного
сечения 2, включающий в себя усиление главных балок 3 путем установки и натяжения канатов
4. Сначала создают коробчатое сечение 5, путем дополнительной установки нижнего блока 6 и
закрепления его в нижней части двух соединенных между собой Т-образных балок 7 способом
омоноличивания бетоном с объединением арматуры стыкуемых элементов. Затем усиливают
пролетное строение мостового сооружения 1, где сначала внутри опорных элементов 8 двух
соединенных между собой Т-образных балок 7 в нижней их части устанавливают канаты 4 в
несколько рядов. После чего дополнительно устанавливают канаты 4 над верхним поясом 9 двух
соединенных между собой Т-образных балок 7 в местах надопорной зоны пролетного строения 1.
Далее дополнительно устанавливают канаты 4 над нижним блоком 6 внутри коробчатого сечения
5 в местах межопорной зоны 11 пролетного строения 1. После этого канаты 4 над верхним
поясом 9, в нижней части опорных элементов 8 двух соединенных между собой Т-образных
балок 7 и над нижним блоком 6 внутри коробчатого сечения 5 натягивают. И в заключении
канаты 4 анкеруют и бетонируют. (см. фиг. 1)
Канаты над верхним 9 и нижним поясом 10 могут устанавливать непосредственно в местах,
предназначенных для усиления пролетного строения 1, причем для усиления надопорной зоны
пролетного строения 1 канаты устанавливают над верхним поясом 9, а для усиления межопорной
зоны 11 канаты 4 устанавливают над нижним блоком 6 внутри коробчатого сечения.
При усилении пролетного строения 1 с полыми опорными элементами Т-образных балок 7
прямолинейные канаты 4 устанавливают внутри полостей опорных элементов 8. При усилении

144.

пролетного строения 1 с монолитными опорными элементами 8 Т-образных балок 7
дополнительно пробуривают отверстия в нижней части опорных элементов 8, после чего в этих
отверстиях устанавливают прямолинейные канаты 4.
Предложенный способ усиления пролетного строения мостового сооружения с изменением
поперечного сечения целесообразно применять при условии обеспечения сохранения прочности
бетоном сжатой зоны. Усилие натяжения и сечение затяжки подбираются с таким расчетом,
чтобы не допустить переармирования элементов.
Суть заявляемого изобретения состоит в том, что:
1. Сначала создают коробчатое сечение 5, путем дополнительной установки нижнего блока 6.
2. Закрепляют нижний блок 6 в нижней части двух соединенных между собой Т-образных балок
7 способом омоноличивания бетоном с объединением арматуры стыкуемых элементов.
3. Затем внутри опорных элементов 8 двух соединенных между собой Т-образных балок 7 в
нижней их части устанавливают канаты 4 в несколько рядов.

145.

4. После чего дополнительно устанавливают канаты 4 над верхним поясом 9 двух соединенных
между собой Т-образных балок 7 в местах надопорной зоны пролетного строения 1.
5. Далее дополнительно устанавливают канаты 4 над нижним блоком 6 внутри коробчатого
сечения 5 в местах межопорной зоны 11 пролетного строения 1.
6. После этого канаты 4 над верхним поясом 9, в нижней части опорных элементов 8 двух
соединенных между собой Т-образных балок 7 и над нижним блоком 6 внутри коробчатого
сечения 5 натягивают.
7. И в заключении канаты 4 анкеруют и бетонируют.
На сегодняшний день, предлагаемый способ усиления пролетного строения мостового
сооружения с изменением поперечного сечения достаточно актуален, так как предлагаемые ранее
способы требуют больших энергозатрат, дополнительных материалов, а также демонтажа
некоторых элементов усиливаемого пролетного строения.
Промышленная применимость заключается в том, что для осуществления заявляемого способа
используют известное оборудование, применяемое в различных областях и не требующее
дополнительного изготовления и доработки.
Все вышеизложенное свидетельствует о решении поставленной задачи.
Перечень позиций 1. пролетное строение мостового сооружения
2. поперечное сечение 3. главные балки 4. канаты 5. коробчатое сечение

146.

6. нижний блок 7. Т-образная балка 8. опорные элементы
9. верхний пояс 10. нижний пояс 11. межопорной зоны пролетного строения.
Формула полезной модели способ усиления пролетного строения мостового сооружения с
использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов
Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов из
комбинированнох пространственных структур пролетного строения мостового сооружения с
использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов , содержащее пространственный каркас из соединенных в узлах
стержней поясов и раскосов и размещенные в средней части пространственного каркаса вдоль
пролета жестко прикрепленные к узлам нижнего пояса каркаса нижние и расположенные над
каркасом верхние пролетные подкрепляющие элементы, установленные на опоры, отличающееся
тем, что оно снабжено установленными на опоры и расположенными вдоль пролета жестко
прикрепленными к узлам нижнего пояса нижними и монтированными над каркасом верхними
контурными подкрепляющими элементами, причем верхние контурные и пролетные
подкрепляющие элементы жестко прикреплены к узлам верхнего пояса пространственного
каркаса.

147.

1. Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием
комбинированных пространственных трехгранных ферм -балок изобретателя Новокисловодс и
Мелехина структур ( смотри : ИННОВАЦИОННАЯ РАЗРАБОТКА МОДУЛЯ
"НОВОКИСЛОВОДСК" И ЕГО ЭКОНОМИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ
https://cyberleninka.ru/article/n/innovatsionnaya-razrabotka-modulya-novokislovodsk-i-egoekonomicheskoe-obosnovanie
Марутян Александр Суренович (RU) https://yandex.ru/patents/doc/RU153753U1_20150727
https://patents.s3.yandex.net/RU153753U1_20150727.pdf
УЗЛОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ ПЕРЕКРЕСТНО-СТЕРЖНЕВЫХ КОНСТРУКЦИЙ, ВКЛЮЧАЯ
УЗЛЫ СИСТЕМЫ «НОВОКИСЛОВОДСК», И ИХ РАСЧЕТ
https://msi.elpub.ru/jour/article/view/863/0
https://www.liveinternet.ru/users/russkayadruzhina/post499999227/
для сейсмоопасных районов мостового сооружения с изменением поперечного сечения,
включающий усиление главных балок путем установки трехгранных ферм-балок с
упругопластическим компенсатором с отличающийся тем,
При оформлении изобретения использовались изобретения блока НАТО : США, CCCP, Беларусь,
Торговой компании «РФ-Россия» : №№ 2140509 E 04 H1/02, MPK E04 G 23/00 RU2043465,
2121553, Малафеев 2336399, 2021450, Насадка 2579073, SU 1823907 ( нет в общей доступности),
2534552, 2664562, 2174579, Курортный , 2597901, полезная модель 154158, Марутяна Александр

148.

Суренович г.Кисловодск №№ 153753, 2228415, 2228415, 2136822, Способ надстройки зданий
№№ 2116417, 2336399, 2484219
https://dzen.ru/a/ZPwU9rZlbXapNcHI
https://t.me/resistance_test/516
Трѐхгранные фермы с предварительным напряжением для плоских покрытий Е.А. Мелѐхин1 ,
Н.В. Гончаров2 , А.Б. Малыгин1 1Московский государственный строительный университет
2Национально исследовательский Томский Политехнический университет
http://www.ivdon.ru/uploads/article/pdf/IVD_43__5_Melekhin_Goncharov_Malygin2705.pdf_1aa1bc66
91.pdf
Мелѐхин Е.А. Модульные трѐхгранные фермы плоских покрытий. Вестник Томского
государственного архитектурно-строительного университета. 2021;23(2):6578. https://doi.org/10.31675/1607-1859-2021-23-2-65-78
https://vestnik.tsuab.ru/jour/article/view/970/722
Скачать PDF
ПОКРЫТИЕ ИЗ ТРЕХГРАННЫХ ФЕРМ
Мелѐхин Евгений Анатольевич (RU)

149.

https://rusneb.ru/catalog/000224_000128_0002627794_20170811_C1_RU/ Напряженнодеформированное состояние трехгранной фермы с неразрезными поясами пятигранного
составного профиля
Евгений Анатольевич Мелѐхин https://doi.org/10.22227/23055502.2023.1.4
https://www.nso-journal.ru/jour/article/view/91
https://www.freepatent.ru/patents/2188287
https://edrid.ru/authors/201.dffe3.html
http://nso-journal-03.mgsu.ru/ru/component/sjarchive/issue/article.display/2023/4/556-571
https://www.litprichal.ru/work/517210/
Бодрящий ответ для организации Сейсмофонд при СПб ГАСУ
https://ppt-online.org/1300515
Расчет упругоппластического структурного сбороно разбороного моста на основе трехгранной
блок-фермы
https://ppt-online.org/1299327
https://rodinailismertlistru.diary.ru/p221562547_vse-dlya-fronta-vse-dlya-pobedy-predlozhenie-dlyaminstroya-zhkh-mintransu-minoborony.htm
Metod predelnogo ravnovesiya uprugoplasticheskogo rascheta SCAD staticheski neopredelimix stalnix
ferm zheleznodorozhnogo mosta 538 str.docx https://disk.yandex.ru/d/wyRxG-zE8rRmBA

150.

https://rodinailismertlistru.diary.ru/p221562547_vse-dlya-fronta-vse-dlya-pobedy-predlozhenie-dlyaminstroya-zhkh-mintransu-minoborony.htm
Специальный военный вестник "Армия Защитников Отечества" №15
https://ppt-online.org/1323327
Расчет упругоппластического структурного сбороно разбороного моста на основе трехгранной
блок-фермы
https://ppt-online.org/1299327
Расчет упругопластического структурного сборно-разборного моста на основе трехгранной блокфермы
https://ppt-online.org/1297775
Секция III. Механика деформируемого твердого тела. Расчет упругопластического структурного
сборно-разборного моста
https://ppt-online.org/1297382
О пригодности быстровозводимого армейского сборно-разборного автомобильного моста
https://ppt-online.org/1305281

151.

Ходатайство директору ФИПС Неретину Олегу Петровичу от ветерана боевых действий ,
инвалида первой группы, военного пенсионера Коваленко Александра Ивановича по заявке на
изобретение полезная модель «Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с
использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов
имени Владимира Путина» от нищенской
пенсией 20 тыс руб с просьбой к Руководителю Федеральной службы по интеллектуальной
собственности Юрию Сергеевичу Зубову [email protected] тел. +7 (499) 240-60-15
(812) 6947810 Прошу прислать реквизиты для оплаты патентной пошлины для преподавателе
ПГУПС, не являющие ветеранами боевых действий, но являющие соавторами интеллектуальной
собственности проф дтн ПГУПС А.М.Уздина, доц ктн О А Егорова , проф дтн Темнов В.Г ,
которые будут оплачивать патентую пошлину по 100 руб в месяц , по частям , из-за тяжелого
финансового положения научной интеллигенции ПГУПС, СПБ ГАСУ , Политехе СПб
[email protected] тел факс 812 694-78-10 https://t.me/resistance_test
[email protected]
Application of BRB to Seismic Mitigation of Steel Truss Arch Bridge Subjected to Near-Fault Ground Motions
by

152.

1
2
Haoyuan Gao
,
Kun Zhang
,
Xinyu Wu

153.

3,
Hongjiang Liu
4,* and
Lianzhen Zhang
5
1
College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China
2
College of Engineering, University of Auckland, Auckland 1023, New Zealand
3
Shenyang Geotechnical Investigation & Surveying Research Institute Co., Ltd., Shenyang 110004, China
4
College of Civil, Environmental and Land Magement Engineering, Polytechnic University of Milan, 20133 Milan, Italy
5
College of Transportation Science and Engineering, Harbin Institute of Technology, Harbin 150096, China

154.

*
Author to whom correspondence should be addressed.
Buildings 2022, 12(12), 2147; https://doi.org/10.3390/buildings12122147
Submission received: 16 October 2022 / Revised: 23 November 2022 / Accepted: 1 December 2022 / Published: 6 December 2022
(This article belongs to the Special Issue New Trends in Seismic Performance Evaluation)
Download keyboard_arrow_down
Browse Figures
Versions Notes
Abstract
In this paper, the seismic response of a steel truss arch bridge subjected to near-fault ground motions is studied. Then, the idea of applying buckling restrained braces (BRBs) to a steel truss
arch bridge in near-fault areas is proposed and validated. Firstly, the basic characteristics of near-fault ground motions are identified and distinguished. Furthermore, the seismic response
of a long span steel truss arch bridge in the near fault area is analyzed by elastic-plastic time analysis. Finally, the braces prone to buckling failure are replaced by BRBs to reduce the seismic
response of the arch rib through their energy dissipation properties. Four BRB schemes were proposed with different yield strengths, but the same initial stiffness. The basic period of the
structure remains the same. The results show that near-fault ground motion will not only obviously increase the displacement and internal force response of the bridge, but also cause
more braces to buckle. By replacing a portion of the normal bars with BRBs, the internal forces and displacements of the arch ribs can be reduced to some extent, which is more prominent
under the action of pulsed ground motion. There is a clear correlation between the damping effect and the parameters of BRB, so an optimized solution should be obtained by comparison
and calculation.
Keywords:
near-fault ground motion; forward-directivity effect; fling-step effect; steel truss arch bridge; buckling restrained brace
Graphical Abstract
1. Introduction
In the event of an earthquake, the ground motions in the areas within 20 km of the fault have a super destructive power. In recent years, some historical earthquakes have broken out in
some countries and regions, and some valuable ground motions have been recorded. These seismic data [1] provide conditions for structural engineers to carry out seismic research.
Seismologists and engineers have analyzed the characteristics of near fault ground motions in some ways. Somerville et al. [2] have pointed out that pulse effects in near-fault areas cause
spatial variations in ground motion amplitude and duration. Their characteristics and mechanism have been elaborated by many studies (Wu et al. [3], Yang and Zhou [4], Yan and Chen
[5]). Because of the difference of fault rupture mechanism, pulse-like ground motions can be divided into forward-directivity pulses (F-D pulses) and fling-step pulses (F-S pulses). The

155.

velocity time history of forward-directivity pulses usually contain double or multiple peaks. The ground motions with fling-step pulses usually exhibit two important characteristics: single
velocity pulse and permanent ground displacement, which may make the structure subject to large deformations and internal forces. In terms of research methods, Chopra and
Chintanapakdee [6] have extended well-known concepts of elastic and inelastic response spectra based on far-fault motion to near-fault motion. Mavroeidis and Papageorgiou [7] have
proposed a simple analytical model for the representation of pulse-like ground motions, which adequately describes the impulsive character of near-fault ground motions both qualitatively
and quantitatively. Ghahari et al. [8] have used the moving average filtering method with appropriate cut-off frequency to decompose the near-fault ground motion into two components
with different frequency contents. This method has been promoted in recent years. On this basis, Li et al. [9] have proposed a recorded decomposition integration method to synthesize
artificial pulse-like ground motion by combining high-frequency background records with simple equivalent pulses.
Thus, scientists and engineers now have a mature understanding of the mechanism, characteristics, and research methods of near-fault earthquakes, but their impact on structures needs
more attention. Some researchers (Billah et al. [10], Davoodi et al. [11], Cui and Sheng [12], Losanno et al. [13]) have studied the seismic responses of various structures, including frames,
dams, underground structures, and bridges near faults. Some researchers have tried to find correlations between ground motion parameters and structural responses but there have been
no consistent consensus (Chen et al. [14]). The response spectrum is an important way to investigate the special influence of near-fault ground motion on structures. Yang and Zhao [15]
have studied the influence of near-fault ground motions with forward-directivity pulse and fling-step pulse on the seismic performance of base-isolated buildings with lead rubber bearings.
Through time history and damage analyses of a tested 3-storey reinforced concrete frame under 204 near-fault pulse-type records, some researchers (Vui Van et al. [16], Zaker et al. [17],
Upadhyay et al. [18]) found that velocity spectrum intensity is leading parameter demonstrating the best correlation.
In addition to the above studies, the low-frequency pulse effects of near-fault seismic waves lead to the need for more attention to their effects on long-period structures. Adanur et al. [19]
have compared the effects of near-fault and far-fault ground motions on the geometrically non-linear seismic behavior of suspension bridges. Shrestha [20] presented an analytical
investigation on the effect of the near fault ground motions on a long span cable-stayed bridge considering the vertical ground motion. They found that near-fault ground motions produce
greater displacements and internal forces on suspension bridges and cable-stayed bridges compared to far-fault ground motions. However, fewer studies have been conducted on the
seismic response of near-fault arch bridges. The arch bridge has a large span and high material utilization rate, which is especially suitable for solid rocks in mountainous and canyon areas
near faults. So it is necessary to study the near fault seismic response of the arch bridge. Some researchers (Lu et al. [21], Bai et al. [22], Alvarez et al. [23], R. Li et al. [24], Bazaez et al. [25])
studied the seismic response of arch bridges by means of pushover analysis or time-history analysis, but have not fully considered the special destructiveness of near-fault ground motions
to this flexible structure.
The seismic responses of the arch bridge in the near fault areas need further analysis, and the corresponding seismic mitigation methods are also worthy of attention. Chen et al. [26,27,28]
have pointed out that advanced seismic isolation devices and systems have been recognized as promising measures toward resilient design of bridge structures. Some researchers (Alam et
al. [29], Dezfuli and Alam [30], R. Li et al. [24]) have proposed seismic mitigation methods, such as rubber bearings, elastic-plastic steel dampers, and shape memory alloys, but these
devices are limited and uneconomical in arch bridges. Kim and Choi [31] have pointed that buckling-restrained braces (BRBs) can yield in tension and compression, exhibit stable and
predictable hysteretic behavior, provide significant energy dissipation capacity and ductility, and are an attractive alternative to conventional steel braces. Some researchers (Hoveidae and
Rafezy [32], Li et al. [33], Xing et al. [34]) have optimized its structure and applied it to buildings, obtaining good seismic mitigation effect. Beiraghi and Zhou [35] have designed a braced
frame consisting of steel buckling-restrained braces (BRB model), braces with shape memory alloy (SMA model), or combination of BRB and SMA braces. It is worth mentioning that they
have taken advantage of performance-based design concepts. Concentric braced frames have been combined with moment-resisting frame as a dual system subjected to near-field pulselike and far-field ground motions (Wang et al. [36]). To date, BRBs have been used extensively in building structures, but are not as widely used or researched in bridge structures. Dong et
al. [37] installed self-centering buckling-restrained braces on the reinforced concrete double-column bridge piers. Experimental results have demonstrated the obvious advantages of SCBRB in increasing the strength and minimizing the residual deformation of the bridge column. Sosorburam and Yamaguchi [38] has conducted a parametric study on the seismic behavior of
the truss bridge with BRB by changing the length, the cross-sectional area, the location, and the inclination. Xiang et al. [39] investigated the effect of BRB distribution on the seismic
performance of retrofitted multi-story reinforced concrete high bridge piers. However, the application of BRB in a steel truss arch bridge is rare (Celik et al. [40]).

156.

The objectives of this paper are to investigate special seismic response of long-period steel truss arch bridge and introduce BRBs into the vibration reduction in steel truss arch bridge in
near fault areas. Firstly, nine ground motions with different characteristics are selected from PEER database [1], and their differences are analyzed by response spectrum. Subsequently,
taking a steel truss arch bridge as the research object, the response law of the bridge under forward-directivity pulsed, fling-step pulsed, and non-pulsed motions is analyzed with an elasticplastic time history analysis method. Finally, the seismic mitigation method of using BRB to replace buckling-prone components is proposed and verified. The results show that the internal
force and displacement of the arch ribs can be reduced by replacing a portion of the normal bars with BRBs, which is more prominent under the action of pulsed ground motion.
2. Near-Fault Ground Motions
2.1. Selected Seismic Waves
The Chi-Chi earthquake in Taiwan in 1999 is a typical large earthquake near the fault. In this paper, nine ground motions of different types in this earthquake are taken from the latest
database of the PEER NGA-West 2. The selection principles of ground motion are as follows: (1) the fault is within 20 km; and (2) peak acceleration and velocity are greater than 100 cm/s2
and 30 cm/s, respectively. The three groups of time-history of ground motion velocity with different characteristics are shown in Figure 1a–i. The first group contains three seismic waves,
TCU-051, TCU-082, and TCU-102, representing F-D effect seismic waves; the second group contains three seismic waves, TCU-052, TCU-068, and TCU-075, representing F-S effect seismic
waves; the third group contains three seismic waves, TCU-071, TCU-089, and TCU-079, representing non-pulse effect seismic waves. The basic properties of the ground motions, such as the
closest distance to fault rupture (Rrup), peak ground acceleration (PGA), peak ground velocity (PGV), peak ground displacement (PGD), PGV/PGA, and pulse period (Tp) are listed in Table 1.
PGV/PGA is usually taken as the pulse parameter in the study to preliminarily judge the strength of the velocity pulse. According to the preliminary judgment, the pulse effect of the
selected P-S motions is the strongest, followed by the P-D motions. In contrast, the ordinary non pulse ground motion is gentle.
Figure 1. Velocity time history curve of ground motions.
Table 1. Characteristics of different types of ground motions.

157.

2.2. Response Spectrum of Seismic Waves
From the above-ground motion parameters, it can be seen that there are obvious differences in the motion characteristics of three different types of ground motion (Zaker at el. [41]).
Therefore, further research is needed through response spectrum. The elastic response spectrum of linear elastic single-degree-of-freedom system with 5% damping ratio under three
groups of ground motion is calculated, respectively, and the average value of each group is taken. The calculation results are shown in Figure 2a–c.
Figure 2. The average response spectrum curves of three groups of ground motions.
Comparing the response spectrum curves, the differences between the three types of ground motions are obvious. In the short period, the spectral velocity of non-pulse ground motion is
the largest. In the middle period, the acceleration value of the ground motion with forward effect is the largest. In the long period, the acceleration value of ground motion with lightning
effect is the largest. As for velocity spectrum and displacement spectrum, the spectrum value of pulse ground motion is larger than that of non-pulse ground motion in a long period. In
general, the low-frequency components of pulse ground motion are relatively rich, which should be paid attention to in the design of long-period structures near faults.
The peak accelerations of the nine primary seismic waves are adjusted with reference to the Chinese seismic code for bridges (Wu at el. [3]). The rare earthquakes in the Chinese code are
similar to ASCE maximum considered earthquakes. The studied bridge is in the octave zone, so the peak acceleration in rare earthquakes was adjusted to 400 cm/s2.
3. Bridge Prototype and Modelling
3.1. Case Study Bridge for System Response
The prototype bridge is a long-span steel truss arch bridge spanning a valley in a near-fault area. Its net span is 400 m, the vector span ratio is 1/5, and the arch axis is ducted. The main arch
rib adopts steel truss structure, and the beam body is composed of steel and concrete. The height of the steel truss is 10 m, and the spacing of the three transverse arch ribs is 10 m. The
arch rib adopts a steel box structure with equal section, with a height of 1.5 m and a width of 1.0 m. The columns on the arch ribs are steel-bending structures, and the three transverse
columns are equal-section steel boxes. Stiffening ribs and transverse spacers are provided along the height of the columns. The columns are supported by steel bars in the transverse
direction to improve stability and safety. The layout of the bridge is shown in Figure 3. Critical details and parameters are shown in Table 2. The brace members are made from Q345qD
steel, with a nominal yield strength of 345 MPa. The elastic modulus, Poisson’s ratio, density of structural member are listed in Table 3.

158.

Figure 3. General layout of bridge. (unit: cm).
Table 2. Section of members.
Table 3. Material parameters.

159.

3.2. Finite Element Model
The finite element model of the bridge is established by means of the finite element software Midas Civil, as shown in Figure 4. The quality, stiffness, and boundary conditions directly
determine the accuracy of the finite element analysis results. The arch ribs are simulated by the beam element, and the material model is a Menegotto–Pinto theoretical model (Carreqo at
el. [42]). To account for non-linearity, lateral braces, vertical bars, cross bars, and braces of columns are embodied by the elasto-plastic hinge element, and the material is simulated by a
steel buckling model. The superstructure of the bridge was assumed to be elastic and was modeled by an elastic beam-column element with a modulus of elasticity of 3.45 × 104 Mpa. A
non-linear beam-column fiber element was adopted to model the non-linear behavior of the columns. The Concrete01 material model, which was developed based on the uniaxial Kent–
Scott–Park model, was used for the concrete of the columns, with compressive strengths of 26.8 and 32.8 MPa for the unconfined and confined concrete, respectively. The reinforcing steel
was modeled with uniaxial bilinear steel material of Steel01. The yield strength, elastic modulus and strain-hardening ratio were assumed to be 400 MPa, 200 GPa and 0.02, respectively.
Figure 4. Finite element model of bridge.
In terms of boundary conditions, the support between the cover beam and the main beam is simulated with fixed support. At the end of the beam, movable supports are used to simulate
the longitudinal constraints of the bridge. The bearing is a basin type rubber bearing, whose construction and model are drawn in Figure 5. The fixed direction of the bearing is restricted
and the movable direction is represented by the bilinear model in Figure 5. The sliding displacement xy is 2 mm.

160.

Figure 5. Composition and model of bearing.
4. Bridge Response
The analysis of the dynamic characteristics shows that the first three order periods of the bridge are 1.651 s, 0.921 s, and 0.745 s in the longitudinal direction; 3.927 s, 1.612 s, and 0.809 s
in the transverse direction; and 0.973 s, 0.741 s, and 0.577 s in the vertical direction. Elastoplastic time history analysis is used to simulate the seismic response of bridges under rare
earthquakes. Assume that the bridge is perpendicular to the fault. The seismic waves with the same name are input in the longitudinal, lateral, and vertical directions of the bridge. The
difference is that the PGA of the horizontal seismic wave is 400 cm/s2, while the vertical one is 2/3 of the horizontal one, which is determined by referring to the Chinese code [43]. In
Figure 6, the results for the nine working conditions are listed and each seismic wave represents one working condition. The three conditions, TCU-051, TCU-082, and TCU-102, represent
the bridge response under the F-D effect seismic waves, TCU-052, TCU-068, and TCU-075 represent the bridge response under the F-S effect seismic waves, and TCU-071, TCU-089, and
TCU-079 represent the bridge response under the non-pulsed effect seismic waves. According to the internal force and displacement of key parts, such as arch foot, arch bottom, and 1/4
arch section, and the buckling of lateral braces, vertical bars, cross bars and braces of columns, the response law of the bridge is summarized.

161.

Figure 6. Envelope results of arch rib response.
4.1. Response of Arch Ribs
Under the action of three different types of ground motions, the envelope results of the internal force response of the arch ribs are shown in Figure 6a–c. The arch bridge span is 400 m, the
horizontal coordinates of the graph are the positions of the arch ribs in the axial direction of the bridge and the vertical coordinates are the results of the various seismic responses. Figure 6
shows the envelope results for the axial forces of the arch ribs at each section. Figure 6b shows the results for in-plane bending moments and Figure 6c shows the results for out-of-plane
bending moments. Under various cases, the maximum axial force of the arch rib occurs in the arch foot section, and the bending moment of the arch foot section is also much greater than
that of the arch top and 1/4 arch section. The in-plane bending moment envelopment diagram is not smooth and appears zigzag fluctuation, which is mainly caused by the force change of
the upper column directly connected to the arch ribs.
Compared with non-pulsed ground motions, the internal force of key sections of arch rib is obviously greater under pulsed ground motion. For example, the mean value of peak axial force
of the arch foot under the action of three non-pulsed ground motions is 55,150.9 kN. The mean value under the action of F-D pulsed ground motions is 104,641.9 kN, and that under the
action of F-S pulsed ground motions is 94,825.7 kN, which are increased by 89.7% and 71.9%, respectively, compared with the non-pulsed effect. For arch ribs at different positions, the
influence of pulse effect is also different. The pulsed ground motion has the greatest influence on the peak moment of arch foot surface. Compared with non-pulsed ground motion, the
increase rates of F-D effect and F-S effect pulse are 207% and 141.2%, respectively. Pulsed ground motions have the least influence on the axial force of the vault, and the increase rates of
forward-direction pulse and fling-step pulse are only 10.5% and 7.6%, respectively.

162.

In terms of deformation, the distribution of longitudinal and vertical deformation is similar. Figure 6d–f show the results of the displacement envelope of the arch rib section relative to the
ground in the longitudinal, transverse, and vertical directions, respectively. The maximum displacement occurs near 1/4 arch section, while the peak value of lateral displacement occurs
near the vault. The displacement responses in all directions under the two kinds of pulsed ground motions are much greater than those of non-pulsed ground motions. On the one hand, it
is because that the time-domain energy of pulse type ground motion is concentrated and the low-frequency pulse component is rich, which makes it easier to excite the basic mode of arch
bridge with long-period. On the other hand, compared with the ordinary ground motions, the internal force response of the component increases because of the huge velocity pulse. Thus,
the braces near the arch foot are more prone to buckling failure, which reduces the overall stiffness of the structure, and then leads to the increase in displacements.
The influence of the P-S effect on displacement is greater than the F-D effect. The slip effect seismic wave chosen for the study has a larger impulse period than that of the directional effect
seismic wave and is closer to the fundamental period of the steel truss arch bridge. Therefore, the displacement response is greater.
In general, long-period steel arch bridges are more susceptible to the low-frequency impulsive component of near-fault ground vibrations. Therefore, the seismic response of steel truss
arch bridges under impulsive seismic action is much larger than that of non-impulsive ones.
4.2. Buckling of Braces
Under the action of rare ground motion, the various supports of the bridge will buckle to varying degrees. The number of buckling braces under pulse ground motion is much higher than
that under non-pulse ground motion, as shown in Table 4.
Table 4. The number of buckling of braces under rare ground motions.
Due to complex forces near the arch foot, the number and degree of buckling of all kinds of braces near the arch foot are the largest in each working condition. A small part of lateral braces
near the 1/4 arch and the arch roof also suffer from buckling failure. Under the two kinds of pulsed ground motions, the braces buckle in different degrees, but it keeps elastic under three
non-pulsed ground motions. Figure 7a–i show the state of the bridge braces under the action of nine seismic waves. Braces in green represent no buckling damage and braces in red
represent buckling damage. In general, the number of buckling braces is proportional to the transverse displacement of the arch rib. The greater the lateral displacement is, the more likely
the braces are to buckle, which will further weaken the lateral stiffness of the bridge.

163.

Figure 7. Distribution of buckling members under rare ground motion. Note: elements in red are the braces where flexural damage occur.
Compared with vertical bars, the number and degree of buckling of lateral braces and cross bars are greater. When it comes to reasons, one is that the transverse stiffness of the bridge is
obviously less than that of the longitudinal and vertical directions, which makes the forces of the transverse connecting members more unfavorable. The other is that the design strength of
the transverse and cross bar members is smaller than that of the vertical bars. Therefore, it is necessary to focus on the transverse seismic response and seismic mitigation measures of
large span steel truss arch bridges.
In summary, the axial force, bending moment and displacement response in all three directions of the arch ribs are significantly greater under pulsed seismic waves compared to nonpulsed seismic waves. From the perspective of the braces, more buckling damage occurs in the braces under the action of pulsed seismic waves.
5. Seismic Mitigation Scheme Using BRB
The above research indicates that the transverse stiffness of steel truss arch bridge is insufficient, which makes it easy to be damaged by the pulse components of pulse-like ground
motions. However, it is neither economical nor reasonable to increase the transverse stiffness singly during the design. Therefore, this paper attempts to introduce the buckling restrained
braces (BRBs) into the seismic mitigation of arch bridge. Some braces are designed as BRBs to improve the overall mechanical performance of the bridge during earthquakes. It is expected
that the BRBs can play the role of “fuse” to provide normal bearing capacity in the normal service condition and help the main structure maintain elasticity under frequent earthquake.
Under the action of rare earthquakes with impulse effect, it yields earlier, but does not fail in buckling and still has considerable stiffness in hysteresis. It can not only prevent the collapse of
the overall load carrying capacity of the bridge caused by buckling damage, but also protect the arch ribs by allowing the braces to fully dissipate the seismic energy under earthquakes.
5.1. Design Parameters of BRB
When determining the design parameters, it needs to be considered that BRBs must keep elastic under frequent earthquake but can yield and consume energy under rare earthquake.
Firstly, considering the condition of frequent earthquakes, the PGA of 9 seismic records is adjusted to 0.1 g. Then, the non-linear time history analysis is carried out. The maximum axial

164.

force of braces under various ground motions is shown in Table 5, and the calculation results are used as the main basis for preliminary design. After the deployment of BRBs, the bridge
members and overall load capacity should not differ much from that of the prototype bridge.
Table 5. Maximum axial force of members under frequent earthquakes (kN).
Based on the seismic response data of the bridge, BRBs design and calculation are carried out with reference to technical specification for buckling restrained braces (DBJ/CT105-2011) [44].
In this paper, the structure of TJI (F.F. Sun at el. [45]) steel buckling restrained brace developed by Tongji University is adopted. TJI buckling restrained brace is made of steel, and the
restrained sleeve is made of square steel tube. The restraint effect of outer sleeve on the yield section of core plate is realized by special stiffener. Physical object is shown in Figure 8, and
main components are shown in Figure 9.

165.

Figure 8. Physical object.

166.

Figure 9. Main composition and structure.
The calculation of BRBs is similar to that of ordinary brace, the difference is that the designer only need to check whether the strength meets the requirements without considering the
instability. Considering that the stiffness of the brace joint is generally greater than that of the brace itself, the equivalent sectional area (Ae) of the brace in the model is larger than that of
the brace itself (Abe).
The braces of the bridge are over 12 m. According to the design manual for supporting design with the length over 12 m, the yield section area of core plate is A1 = 0.99 Ae. Therefore,
considering the steel area and yield strength of the core plate, the approximate formula for calculating the maximum design bearing capacity is obtained as Equation (1):
1=0.9 1=0.9 0.99
≤0.891
(1)
Considering frequent earthquake load combination, the design value of maximum tension and compression axial force of BRBs should meet the requirements of Equation (2):
≤ 1/ ≤1.188
(2)
where N represents design value of BRBs axial force, Nb1 represents design bearing capacity of BRBs, γre represents seismic adjustment coefficient, generally 0.75 according to Technical
specification for buckling restrained braces (DBJ/CT105-2011).

167.

Through the above methods, the specifications and dimensions of BRBs can be preliminarily obtained. Next, the yield bearing capacity of the model is calculated by Equation (3) as the basis
of finite element analysis.
= 1
(3)
where Nby represents yield bearing capacity of BRBs, ηy represents super strength coefficient of core plate steel.
According to the above formulas, four different seismic mitigation schemes are formulated with the cross section area of the core panel as the variable. The dimensions and mechanical
parameters of buckling restrained braces under the four schemes are preliminarily formulated, and the yield bearing capacity is calculated as shown in Table 6. The difference of each
scheme is that the cross-sectional area of the selected core, so the design bearing capacity and yield bearing capacity are different, but the number and layout position are consistent.
Table 6. Design parameters of BRBs.
The buckling-restrained braces are simulated by means of plastic hinge elements according to Technical specification for buckling restrained braces (DBJ/CT105-2011) [44]. The bi-linear
model with equal tension and compression can be used in the elastic-plastic analysis of BRBs, as shown in Figure 10a, where Nby represents yield bearing capacity of BRBs, Δy represents
initial plastic deformation, k represents elastic stiffness, and q represents strengthening coefficient of core steel plate.
Figure 10. (a) Bilinear restoring force model of BRB and (b) comparison of experimental and numerical models.

168.

The scaled uniaxial quasi-static reciprocating testing is commonly used to test the tensile and compressive properties of BRBs. The numerical model was subjected to a BRB quasi-static
cyclic test and the results were compared with data extracted from published experimental as shown in Figure 10b [18]. The BRB numerical model shows stable hysteretic behavior,
sufficient energy-dissipating capacity, and appropriate level of yield force, which matched the published experiment data well.
5.2. Layout Scheme of BRBs
The layout of buckling restrained braces should be able to give full play to its energy dissipation performance and meet the needs of the overall static bearing capacity and stability of the
structure. According to the characteristics of steel truss arch bridge, the BRBs are arranged according to the following principles:
(1)
BRBs need to be arranged near sections with large force and relative displacement;
(2)
The layout of supports includes single diagonal bracing, V-shaped or herringbone form, but they should not be arranged in X-shaped cross form;
(3)
BRBs should be arranged in multiple directions of the structure, and it is expected to play a seismic mitigation role in multiple directions;
(4)
In order to reflect the seismic mitigation ratio of BRBs through comparative analysis, the study only replaces the original bridge braces with BRB members, without changing the number of
braces;
(5)
The bearing capacity and dynamic characteristics of the bridge installed with BRB cannot be significantly changed.
Based on the above layout principles, a preliminary layout plan is drawn up, as shown in Figure 11a–d. There are 80 lateral braces, 50 Vertical bars, 50 Cross bars, and 8 column diagonal
braces near the positions with large internal force and displacement designed as BRB members. The blue braces are the ordinary steel members, and the yellow braces are the BRBs. Table
7 lists the number of BRBs at different locations.

169.

Figure 11. BRB layout scheme.
Table 7. BRB layout quantity table.
5.3. The Seismic Mitigation Effect of BRBs on Bridges near Faults
5.3.1. Comparison of Hysteresis Curves
The study solution developed was to use BRBs to replace the original braces, without changing the number of braces. There are four BRBs in total and their stiffness is the same as that of
the normal steel bars in the original scheme, the difference being the difference in yield strength. So the basic period of the stiffness and elastic phase of the structure is the same as that
for the prototype bridge. In an earthquake, the BRBs can yield but not buckle. This ensures that the stiffness and load-bearing capacity of the bars are not lost instantaneously, thus
protecting the main structure.
The comparison of the hysteretic curves of the braces in each scheme is plotted in Figure 12a–d. It can be seen from the brace hysteretic curves that the lateral braces, cross bars, and
braces of column are mainly subjected to compression in earthquake. The ordinary steel braces can keep elastic when they are under tension. However, when the axial pressure reaches
about 0.5 times of the yield axial pressure, the stiffness loss is serious, and the hysteretic curve presents pinch effect, indicating that their energy dissipation capacity is poor. In contrast,
BRBs can yield under both tension and compression, and the unloading stiffness is guaranteed without instantaneous loss. It has a large deformation capacity and plump hysteretic curve,
which indicates that it has strong energy dissipation capacity. It is worth mentioning that because the pulsed ground motions are particularly unfavorable to the transverse stress of steel
truss arch bridge, the deformation degree of lateral braces is greater than that of other braces, which should be paid attention to during designing.

170.

Figure 12. Hysteresis curves of braces.
5.3.2. Effect of BRBs on Force and Displacement of Bridge
The comparison results of the internal force and displacement responses of the main sections of the original structure and the BRB seismic mitigation structure under three groups of
ground motions are shown in Figure 13a–f.

171.

Figure 13. The seismic mitigation effect of BRBs on the internal force and displacement of arch rib.
The substitution of BRBs for ordinary steel braces can effectively reduce the axial force, in-plane bending moment, and transverse displacement of the arch rib. The seismic mitigation effect
of BRBs varies with different types of ground motions. Seismic mitigation rate of the bridge under the action of pulse-like ground motions is much larger than that of the ordinary nonpulsed ground motions. Under the effect of impulse-free ground vibration, most of the bridge rods do not buckle, so the bridge bearing capacity is not significantly weakened, so the
advantages of the seismic reduction scheme are not fully reflected.
The average reduction rate of the axial force of the arch foot in the BRB-I scheme is 22.7% for the F-D wave, 28.4% for the F-S wave, and only 16.3% for the non-pulse wave. The axial force
envelope that should receive the most attention in an arch bridge is shown in Figure 14. Since the vertical seismic waves exacerbate the bending moment of the arch ribs and the damage
of the bars, the BRB scheme also has a significant reduction in the internal bending moment in addition to the axial force of the arch ribs. For the in-plane bending moment, the reduction
rates of these three groups are 28.2%, 26.3%, and 10.7%, respectively.
Figure 14. Axial force of arch rib in BRB-I scheme.
In comparison, the reduction rate of displacements in three directions is relatively small. The BRB seismic mitigation scheme has better effect on reducing lateral deformation than the
longitudinal and vertical ones. The main reason is that the transverse displacement of the bridge is the most significant, and BRBs is essentially a displacement-based metal damper. In
addition, more lateral braces and cross bar members that provide transverse support are replaced by BRBs, so that the transverse seismic mitigation rate is higher than the longitudinal and
vertical of the bridge.

172.

With the change of seismic mitigation scheme from I to IV, the yield strength of four BRBs braces decreases gradually, and the seismic mitigation rate of arch rib axial force increases
gradually. However, with this change, the stiffness of the bridge decreases slightly. So in some conditions, the seismic mitigation effect of bending moment and lateral displacement is
reduced. Thus, it can be seen that although the reduction in BRBs stiffness can continuously reduce the axial force of arch rib, it will weaken the seismic mitigation effect of bending
moment and lateral displacement. Therefore, balance should be achieved through comparison in engineering, and then the optimal scheme should be selected.
For a more visual system of the above law, TCU-082 (F-D wave), TCU068 (F-S wave), and TCU079 (Non pulse wave) are selected in Figure 15 to show the time course results of the axial
force of the arch foot and the lateral displacement of the arch top.
Figure 15. Time history curve of transverse deformation of vault section under the action of TCU082.
The yield strength of BRBs affects the seismic mitigation effect of lateral displacement. The transverse displacement seismic mitigation ratio of the bridge is relatively large. The time-history
curve is plotted in Figure 15. Only the results for the first 40 s are shown in the figure. For both impulsive seismic waves, the BRB scheme reduces the response for most of the time, more
prominently at the peak. Additionally, the rate of force reduction is more prominent than the displacement. For the non-pulsed seismic waves, little change is seen from the time course
curves.
It is worth noting that for the displacement timescale of the TCU068 wave transverse, the peak displacement of the BRB-IV scheme is 20.3% larger than that of the BRB-III scheme at 15.32
s. At the same time, the reduction rate of other BRB schemes for forces fluctuates no more than 6.3% compared to the BRB-I scheme. Therefore, although properly weakening the stiffness
of BRBs can reduce the seismic response of internal force of the bridge, it will be unfavorable to the displacement response if the stiffness of BRBs is too small. On the basis of ensuring the
elastic and ultimate stability of the structure under small earthquakes, the designer should appropriately reduce the yield strength of BRBs near the section with small displacement and
increase the yield strength near the section with large displacement. In this way, the area of hysteretic loop can be increased, which is beneficial to improve the overall seismic mitigation
efficiency of the structure.
In addition to the areas of concern listed above, the results of the envelope of arch rib axial forces and in-plane bending moments are calculated in order to visualize the force variations of
all arch ribs in the BRB scheme. Taking TCU102 as an example, Figure 16a,b shows the arch rib axial force envelope results of the original and BRB seismic mitigation structure. BRB seismic
mitigation structure has the highest seismic mitigation rate for axial force near the arch foot, but the seismic mitigation efficiency is lower at top section of the arch, which should be paid
enough attention to during research and design.

173.

Figure 16. Envelope results of internal force under TCU102 ground motion.
In summary, the substitution of BRBs for ordinary steel braces can effectively reduce the axial force, in-plane bending moment. However, the effect in terms of reducing displacement is
very limited. Compared to non-pulsed seismic waves, BRBs are more effective in seismic mitigation under pulsed seismic waves, due to the fact that BRBs are more likely to yield and
dissipate energy under the action of pulsed waves, which act to their full potential.
6. Conclusions
In this paper, nine ground motions are selected and divided into three groups according to their types, then the characteristics of near-fault ground motions are studied. Taking a steel truss
arch bridge as the research object, the responses law of the bridge under pulsed ground motions are analyzed with the help of elastic-plastic time history analysis method. Finally, the
buckling restrained braces are introduced into the seismic design of an arch bridge. The seismic mitigation effect is verified by elastic-plastic time history analysis. The main conclusions are
as follows:
(1)
The low-frequency component of the pulsed ground motion in the near-fault zone significantly increases the displacement and internal force response of the bridge compared to the nonpulsed ground motion. The velocity pulses lead to more buckling damage of the braces and weakening of the bridge stiffness. In addition, the selected fling-step effect ground motions
were more destructive than that of forward directivity effect.
(2)
Buckling restrained braces can function as fuses in arch bridge. In the prototype bridge, ordinary steel rods buckled under rare earthquakes and suffered a rapid loss of stiffness and
capacity, resulting in a loss of function. A proportion of the plain steel supports could be replaced with BRBs without changing the quantity. Four BRB solutions were proposed, which differ
in their yield strength. Since they have the same stiffness and are consistent with the original braces, the basic period of the structure remains the same. They can remain elastic under
static conditions and frequent earthquakes and dissipate energy in rare earthquakes. Therefore, the axial force, in-plane bending moment, and transverse displacement of the arch rib can
be significantly reduced, which is more prominent under the action of impulse ground motion.
(3)
The seismic mitigation rate of bridges under pulsed ground motions is much larger than that of ordinary non-pulse ground motion, which is particularly prominent in the axial force of arch
foot and in-plane bending moment. This is because the pulsed ground motions cause more braces in the prototype bridge to buckle, and the role of buckling restrained braces in the
optimized bridge is fully utilized.
(4)

174.

There is a correlation between the seismic mitigation effect of buckling restrained braces and the design parameters, so the optimal scheme should be obtained through comparison. To a
certain degree, reducing the strength of BRBs is helpful to improve the seismic mitigation effect of internal forces, but this should be adopted without reducing the stiffness of the
prototype bridge.
In addition, it should be noted that the seismic mitigation effect of the BRB seismic mitigation scheme is closely related to parameters, such as yield strength, layout, and ground motion
characteristics. Further research is necessary to set BRBs of different specifications near the parts with different degrees of deformation and put forward the optimal seismic mitigation
scheme.
Author Contributions
Conceptualization, H.G.; methodology, H.G.; software, H.G. and K.Z.; validation, K.Z. and H.L.; formal analysis, H.G.; investigation, H.L.; resources, L.Z.; data curation, H.G.; writing—original
draft preparation, H.G.; writing—review and editing, K.Z., X.W., H.L. and L.Z.; visualization, H.G.; supervision, X.W. and L.Z.; project administration, L.Z.; funding acquisition, H.L. and L.Z. All
authors have read and agreed to the published version of the manuscript.
Funding
This research was financially supported by National Key R&D Program of China (grant number 2021YFB2600500).
Institutional Review Board Statement
Not applicable.
Informed Consent Statement
Not applicable.
Data Availability Statement
The data presented in this study are available on request from the authors.
Conflicts of Interest
The authors declare no conflict of interest.
References
FEER Database. Available online: https://ngawest2.berkeley.edu (accessed on 1 July 2013).
Somerville, P.G.; Smith, N.F.; Graves, R.W.; Abrahamson, N.A. Modification of Empirical Strong Ground Motion Attenuation Relations to Include the Amplitude and Duration Effects of
Rupture Directivity. Seismol. Res. Lett. 1997, 68, 199–222. [Google Scholar] [CrossRef]
Wu, G.; Zhai, C.; Li, S.; Xie, L. Effects of near-fault ground motions and equivalent pulses on Large Crossing Transmission Tower-line System. Eng. Struct. 2014, 77, 161–169. [Google Scholar]
[CrossRef]
Yang, D.; Zhou, J. A stochastic model and synthesis for near-fault impulsive ground motions. Earthq. Eng. Struct. Dyn. 2015, 44, 243–264. [Google Scholar] [CrossRef]

175.

Yan, G.; Chen, F. Seismic Performance of Midstory Isolated Structures under Near-Field Pulse-Like Ground Motion and Limiting Deformation of Isolation Layers. Shock Vib. 2015, 2015,
730612. [Google Scholar] [CrossRef][Green Version]
Chopra, A.K.; Chintanapakdee, C. Comparing response of SDF systems to near-fault and far-fault earthquake motions in the context of spectral regions. Earthq. Eng. Struct. Dyn. 2001, 30,
1769–1789. [Google Scholar] [CrossRef]
Mavroeidis, G.P.; Papageorgiou, A.S. A mathematical representation of near-fault ground motions. Bull. Seismol. Soc. Am. 2003, 93, 1099–1131. [Google Scholar] [CrossRef]
Ghahari, S.F.; Jahankhah, H.; Ghannad, M.A. Study on elastic response of structures to near-fault ground motions through record decomposition. Soil Dyn. Earthq. Eng. 2010, 30, 536–546.
[Google Scholar] [CrossRef]
Li, S.; Zhang, F.; Wang, J.-q.; Alam, M.S.; Zhang, J. Effects of Near-Fault Motions and Artificial Pulse-Type Ground Motions on Super-Span Cable-Stayed Bridge Systems. J. Bridge Eng. 2017,
22, 04016128. [Google Scholar] [CrossRef]
Billah, A.H.M.M.; Alam, M.S.; Bhuiyan, M.A.R. Fragility Analysis of Retrofitted Multicolumn Bridge Bent Subjected to Near-Fault and Far-Field Ground Motion. J. Bridge Eng. 2013, 18, 992–
1004. [Google Scholar] [CrossRef]
Davoodi, M.; Jafari, M.K.; Hadiani, N. Seismic response of embankment dams under near-fault and far-field ground motion excitation. Eng. Geol. 2013, 158, 66–76. [Google Scholar]
[CrossRef]
Cui, Z.; Sheng, Q. Seismic response of underground rock cavern dominated by a large geological discontinuity subjected to near-fault and far-field ground motions. Chin. J. Rock Mech. Eng.
2017, 36, 53–67. [Google Scholar] [CrossRef]
Losanno, D.; Hadad, H.A.; Serino, G. Seismic behavior of isolated bridges with additional damping under far-field and near fault ground motion. Earthq. Struct. 2017, 13, 119–130. [Google
Scholar] [CrossRef]
Chen, X.; Li, J.; Guan, Z. Influence of Ground Motion Characteristics on Higher-Mode Effects and Design Strategy for Tall Pier Bridges. J. Bridge Eng. 2022, 28, 04022126. [Google Scholar]
[CrossRef]
Yang, D.; Zhao, Y. Effects of rupture forward directivity and fling step of near-fault ground motions on seismic performance of base-isolated building structure. Acta Seismol. Sin. 2010, 32,
579–587. [Google Scholar] [CrossRef]
Vui Van, C.; Ronagh, H.R. Correlation between parameters of pulse-type motions and damage of low-rise RC frames. Earthq. Struct. 2014, 7, 365–384. [Google Scholar] [CrossRef]
Zaker Esteghamati, M.; Farzampour, A. Probabilistic seismic performance and loss evaluation of a multi-story steel building equipped with butterfly-shaped fuses. J. Constr. Steel Res. 2020,
172, 106187. [Google Scholar] [CrossRef]
Upadhyay, A.; Pantelides, C.P.; Ibarra, L. Residual drift mitigation for bridges retrofitted with buckling restrained braces or self centering energy dissipation devices. Eng. Struct. 2019, 199,
109663. [Google Scholar] [CrossRef]
Adanur, S.; Altunişik, A.C.; Bayraktar, A.; Akköse, M. Comparison of near-fault and far-fault ground motion effects on geometrically nonlinear earthquake behavior of suspension bridges.
Nat. Hazards 2012, 64, 593–614. [Google Scholar] [CrossRef]

176.

Shrestha, B. Seismic response of long span cable-stayed bridge to near-fault vertical ground motions. KSCE J. Civ. Eng. 2015, 19, 180–187. [Google Scholar] [CrossRef]
Lu, Z.H.; Usami, T.; Ge, H.B. Seismic performance evaluation of steel arch bridges against major earthquakes. Part 2: Simplified verification procedure. Earthq. Eng. Struct. Dyn. 2004, 33,
1355–1372. [Google Scholar] [CrossRef]
Bai, F.-L.; Hao, H.; Li, H.-N. Seismic Response of a Steel Trussed Arch Structure to Spatially Varying Earthquake Ground Motions Including Site Effect. Adv. Struct. Eng. 2010, 13, 1089–1103.
[Google Scholar] [CrossRef]
Alvarez, J.J.; Aparicio, A.C.; Jara, J.M.; Jara, M. Seismic assessment of a long-span arch bridge considering the variation in axial forces induced by earthquakes. Eng. Struct. 2012, 34, 69–80.
[Google Scholar] [CrossRef]
Li, R.; Ge, H.; Maruyama, R. Assessment of post-earthquake serviceability for steel arch bridges with seismic dampers considering mainshock-aftershock sequences. Earthq. Struct. 2017, 13,
137–150. [Google Scholar] [CrossRef]
Bazaez, R.; Dusicka, P. Cyclic loading for RC bridge columns considering subduction megathrust earthquakes. J. Bridge Eng. 2016, 21, 04016009. [Google Scholar] [CrossRef]
Chen, X.; Ikago, K.; Guan, Z.; Li, J.; Wang, X. Lead-rubber-bearing with negative stiffness springs (LRB-NS) for base-isolation seismic design of resilient bridges: A theoretical feasibility study.
Eng. Struct. 2022, 266, 114601. [Google Scholar] [CrossRef]
Chen, X.; Xiang, N.; Guan, Z.; Li, J. Seismic vulnerability assessment of tall pier bridges under mainshock-aftershock-like earthquake sequences using vector-valued intensity measure. Eng.
Struct. 2022, 253, 113732. [Google Scholar] [CrossRef]
Chen, X.; Xiong, J. Seismic resilient design with base isolation device using friction pendulum bearing and viscous damper. Soil Dyn. Earthq. Eng. 2022, 153, 107073. [Google Scholar]
[CrossRef]
Alam, M.S.; Bhuiyan, M.A.R.; Billah, A.H.M.M. Seismic fragility assessment of SMA-bar restrained multi-span continuous highway bridge isolated by different laminated rubber bearings in
medium to strong seismic risk zones. Bull. Earthq. Eng. 2012, 10, 1885–1909. [Google Scholar] [CrossRef]
Dezfuli, F.H.; Alam, M.S. Performance-based assessment and design of FRP-based high damping rubber bearing incorporated with shape memory alloy wires. Eng. Struct. 2014, 61, 166–
183. [Google Scholar] [CrossRef]
Kim, J.K.; Choi, H.H. Behavior and design of structures with buckling-restrained braces. Eng. Struct. 2004, 26, 693–706. [Google Scholar] [CrossRef]
Hoveidae, N.; Rafezy, B. Overall buckling behavior of all-steel buckling restrained braces. J. Constr. Steel Res. 2012, 79, 151–158. [Google Scholar] [CrossRef]
Li, L.; Zhou, T.H.; Chen, J.W.; Chen, J.F. A New Buckling-Restrained Brace with a Variable Cross-Section Core. Adv. Civ. Eng. 2019, 2019, 4620430. [Google Scholar] [CrossRef][Green Version]
Xing, L.L.; Zhou, Y.; Huang, W. Seismic optimization analysis of high-rise buildings with a buckling-restrained brace outrigger system. Eng. Struct. 2020, 220, 110959. [Google Scholar]
[CrossRef]
Beiraghi, H.; Zhou, H. Dual-steel frame consisting of moment-resisting frame and shape memory alloy braces subjected to near-field earthquakes. Struct. Des. Tall Spec. Build. 2020, 29,
e1784. [Google Scholar] [CrossRef]

177.

Wang, Y.; Ibarra, L.; Pantelides, C. Collapse capacity of reinforced concrete skewed bridges retrofitted with buckling-restrained braces. Eng. Struct. 2019, 184, 99–114. [Google Scholar]
[CrossRef]
Dong, H.H.; Du, X.L.; Han, Q.; Bi, K.M.; Hao, H. Hysteretic performance of RC double-column bridge piers with self-centering buckling-restrained braces. Bull. Earthq. Eng. 2019, 17, 3255–
3281. [Google Scholar] [CrossRef]
Sosorburam, P.; Yamaguchi, E. Seismic Retrofit of Steel Truss Bridge Using Buckling Restrained Damper. Appl. Sci. 2019, 9, 2791. [Google Scholar] [CrossRef][Green Version]
Xiang, N.; Alam, M.S.; Li, J. Effect of Multi-Story Brace Distribution on Seismic Performance of RC Tall Bridge Bents Retrofitted with Buckling Restrained Braces. J. Earthq. Eng. 2021, 26,
8688–8705. [Google Scholar] [CrossRef]
Celik, O.C.; Bruneau, M. Seismic behavior of bidirectional-resistant ductile end diaphragms with buckling restrained braces in straight steel bridges. Eng. Struct. 2009, 31, 380–393. [Google
Scholar] [CrossRef]
Zaker Esteghamati, M. A Holistic Review of GM/IM Selection Methods from a Structural Performance-Based Perspective. Sustainability 2022, 14, 12994. [Google Scholar] [CrossRef]
Carreqo, R.; Lotfizadeh, K.H.; Conte, J.P.; Restrepo, J.I. Material model parameters for the Giuffrè-Menegotto-Pinto uniaxial steel stress-strain model. J. Struct. Eng. 2020, 146, 04019205.
[Google Scholar] [CrossRef]
JTG/T 2231-01; Specifications for Seismic Design of Highway Bridges. Ministry of Transport: Beijing, China, 2020.
DBJ/CT105; Technical Specification for TJ Buckling Restrained Braces. Tongji University: Shanghai, China, 2011.
Sun, F.F.; Li, G.Q.; Guo, X.K.; Hu, D.Z.; Hu, B.L. Development of new-type buckling-restrained braces and their application in aseismic steel frameworks. Adv. Struct. Eng. 2011, 14, 717–730.
[Google Scholar] [CrossRef]
Publisher’s Note: MDPI stays neutral with regard to jurisdictional claims in published maps and institutional affiliations.
© 2022 by the authors. Licensee MDPI, Basel, Switzerland. This article is an open access article distributed under the terms and conditions of the Creative Commons Attribution (CC BY)
license (https://creativecommons.org/licenses/by/4.0/).
Share and Cite
MDPI and ACS Style
Gao, H.; Zhang, K.; Wu, X.; Liu, H.; Zhang, L. Application of BRB to Seismic Mitigation of Steel Truss Arch Bridge Subjected to Near-Fault Ground Motions. Buildings 2022, 12, 2147.
https://doi.org/10.3390/buildings12122147
AMA Style
Gao H, Zhang K, Wu X, Liu H, Zhang L. Application of BRB to Seismic Mitigation of Steel Truss Arch Bridge Subjected to Near-Fault Ground Motions. Buildings. 2022; 12(12):2147.
https://doi.org/10.3390/buildings12122147

178.

Chicago/Turabian Style
Gao, Haoyuan, Kun Zhang, Xinyu Wu, Hongjiang Liu, and Lianzhen Zhang. 2022. "Application of BRB to Seismic Mitigation of Steel Truss Arch Bridge Subjected to Near-Fault Ground
Motions" Buildings 12, no. 12: 2147. https://doi.org/10.3390/buildings12122147
Note that from the first issue of 2016, this journal uses article numbers instead of page numbers. See further details here.
Article Metrics
Citations
Crossref
5
Scopus
5
Web of Science
4
Google Scholar
[click to view]
Article Access Statistics
Article access statisticsArticle Views27. Sep28. Sep29. Sep30. Sep1. Oct2. Oct3. Oct4. Oct5. Oct6. Oct7. Oct8. Oct9. Oct10. Oct11. Oct12. Oct13. Oct14. Oct15. Oct16. Oct17. Oct18. Oct19.
Oct20. Oct21. Oct22. Oct23. Oct24. Oct25. Oct26. Oct27. Oct28. Oct29. Oct30. Oct31. Oct1. Nov2. Nov3. Nov4. Nov5. Nov6. Nov7. Nov8. Nov9. Nov10. Nov11. Nov12. Nov13. Nov14.
Nov15. Nov16. Nov17. Nov18. Nov19. Nov20. Nov21. Nov22. Nov23. Nov24. Nov25. Nov26. Nov27. Nov28. Nov29. Nov30. Nov1. Dec2. Dec3. Dec4. Dec5. Dec6. Dec7. Dec8. Dec9. Dec10.
Dec11. Dec12. Dec13. Dec14. Dec15. Dec16. Dec17. Dec18. Dec19. Dec20. Dec21. Dec22. Dec23. Dec24. Dec25. Dec050010001500200025003000
For more information on the journal statistics, click here.
Multiple requests from the same IP address are counted as one view.

179.

Buildings, EISSN 2075-5309, Published by MDPI
RSS Content Alert
Further Information
Article Processing Charges Pay an Invoice Open Access Policy Contact MDPI Jobs at MDPI
Guidelines
For Authors For Reviewers For Editors For Librarians For Publishers For Societies For Conference Organizers
MDPI Initiatives
Sciforum MDPI Books Preprints.org Scilit SciProfiles Encyclopedia JAMS Proceedings Series

180.

Изобретение заявка номер Е 04 Н9 02 Опора сейсмоизолирующая гармошка 2018129421 20 047400 от 29 08 18

181.

Заявка на изобретение полезная модель Опора сейсмоизолирующая гармошка

182.

ФГАОУ ВО «СПбПУ» № RA.RU.21ТЛ09 от 26.01.2017, 195251, СПб, ул. Политехническая, д 29,
организация «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ
ОГРН: 1022000000824,
т/ф:(812) 694-78-10
https://www.spbstu.ru [email protected] (921) 944-67-10 (ат. № RA.RU.21ТЛ09, выдан 26.01.2017)
Испытательного центра СПб ГАСУ, аккредитован Федеральной службой по аккредитации (аттестат
№ RA.RU.21СТ39, выдан 23.06.2015), ОО "Сейсмофонд" СПб ГАСУ 190005, СПб, 2-я
Красноармейская д 4 ( СПб ГАСУ) ОГРН: 1022000000824 ) Протокол 576 от 26.12.2023 (812) 694-78-
10
Эксперт. зак. ФГАОУ
«СПбПУ № RA.RU.21TЛ09 26.07.2017 № 576 от 26.12.2023 Техническое свидетельство на
повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов»
Испытании напряженно-деформируемого состояния фрагментов монтажного узла и пригодности
монтажных соединений секций элементов трехгранных комбинированных пространственных
структур согласно заявки на изобретение : «Способ усиления пролетного строения мостового
сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов Отправлено в (ФИПС) от 26.12.2023 с использованием комбинированных
трехгранных структур, для устроства быстровозодимых ложных и реально существующих для
защиты от дронов –камикадзе военных аэродромов , согласно изобретения RU 80471
«Комбинированные пространственные структуры «МАРХИ ПСПЛ «Новокисловодск» и согласно СП

183.

ТС №2023-0000569 ОО «Сейсмофонд» № 2 НА
ОСНОВАНИИ: Протокола испытании узлов и фрагментов сборки трехгранных неразрезных
комбинированных пространственных структур, ферм-балок, пилонов с предварительным
напряжением № 568 от 26.12.2023 (ИЛ ФГБОУ СПб ГАСУ, № RA.RU. 21СТ39 от 27.05.2015, ,
организация «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ ИНН 2014000780, для для повышения
грузоподьемности пролетного стоения мостового сооружения , с без крановой сборки
комбинированных пространственных структурных ферм -покрытия для повышения
грузододбеиности моста до 90 тонн с использованием пространственных структурных ферм -арок
из стержневых структур, МАРХИ ПСПК", "Кисловодск" ( RU 80471 "Комбинированная
пространственная структура" ) с большими перемещениями на предельное равновесие и
приспособляемость для «Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с
использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов Отправлено в (ФИПС) от 26.12.2023 Trexgrannie fermi predvaritelnim
napryazhenie dlya nadstroyki pyatietajek naprazhenno-deformiruemoe trexgrannix ferm pyatigrannogo
sostavnogo 331 str https://disk.yandex.ru/d/oanBFWAQd2TOqA
https://disk.yandex.ru/i/5NwGgo2vy7TGyA [email protected]
Trexgrannie fermi predvaritelnim napryazhenie dlya nadstroyki pyatietajek naprazhennodeformiruemoe trexgrannix ferm pyatigrannogo sostavnogo 331 str https://ppt-online.org/1353302
https://mega.nz/file/gy82yYwL#UbQKx3flsm8gVryOJRVCjaubhjAx6fwBL9Y-aX5CDSM
https://mega.nz/file/9j8SRb4C#C4lBnEbatYHcdI9dkpotzTnBs9T8netbwZGduR6KQzE
https://ibb.co/album/hBXXtj https://ibb.co/1QRFVfS
ДОПОЛНИТЕЛЬНАЯ ИНФОРМАЦИЯ: LPI Kalinina Snesti nelzya ostavit Rekonstruktsiya khrushevok
pyatietazhek bez viseleniya 5-ti etazhki klasnoe zhile 30 str https://disk.yandex.ru/i/APJtJpHKnuNc_
https://ppt-online.org/1352248 https://mega.nz/file/XMpQADxI#q_NLqRo2E9AAUWFlJB5ty9O5aRpE61-5vumPJr7dbY https://ibb.co/album/D43YZH https://ibb.co/rQ7jrtB
https://pub.fsa.gov.ru/ral/view/13060/applicant
Конференция молодых ученых «Проблемы механики: теория, эксперимент и новые технологии» с
10 по 18 марта 2024 г. на территории горнолыжного центра «Шерегеш» Кемеровской области и в
Новосибирск. Секретарь конференции: Лаврук Сергей Андреевич Адрес: 630090, г. Новосибирск,
ул. Институтская, д. 4/1, ИТПМ СО РАН E-mail: [email protected] Телефон: (383)3308538
Тел /факс СПб ГАСУ "Сейсмофонд" (812) 694-78-10, (921)944-67-10, (911) 175-84-65
[email protected] [email protected] [email protected] https://t.me/resistance_test

184.

ТС №2023-0000569 №3
ПРОДУКЦИЯ: Строительные элементы в виде комбинированных пространственных трехгранных
пилонов, ферм-балок для ложных ангаров и реально существующих , без крановой сборки , из
трехгранных комбинированных с предварительным напряжением ( см.: «Трехгранные фермы с
предварительным напряжением для плоских покрытий» Е.А.Мелехин, Н.В.Гончаров, А.Б
Малыгин, «Напряженно -деформируемое стояние трехгранных ферм с неразрезанными
поясами пятигранного составного профиля» Е.А.Мелехин НИУ МГСУ патент RU 2188277 МПК E04
С 3/04 ) трехгранных ферм-балок ,скортоным спсобом с мионтированных на автомобилях,
монтажных площадок, установленных на грузовых автомашинах, переоборудованного для
сборки на болтовых соединениях по изобретениям проф дтн А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755,
1174616, 2550777, 858604, 154506, 165076, 1760020, 2010136746 ( без крана) , с помощью
монтажной лебедки , и с использованием отечественных и зарубежных изобретений №№
2140509 E 04 H 1/02, MPK E04 G 23/00 RU 2043465, 2121553, Малафеев 2336399, 2021450,
Насадка 2579073, SU 1823907 ( нет в общей доступности), 2534552, 2664562, 2174579, Курортный ,
2597901, полезная модель 154158, Марутяна Александр Суренович г.Кисловодск №№ 153753,
2228415, 2228415, 2136822, Способ надстройки зданий №№ 2116417, 2336399, 2484219, 2116417,
2336399, 2484219, RU 80417 «Комбинированные пространственные структуры» и др стран ЕС на
основании заявки на изобртение: «Способ усиления пролетного строения мостового сооружения
с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов Отправлено в (ФИПС) от 26.12.2023
Повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения за счет применения
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов» и "Расчет
в ПК SCAD 3D комбинированных пространственных структур из трехгранных неразрезных ферм балок предварительно -напряженных с большими перемещениями на предельное равновесие , с
учетом приспособляемости , с использованием сдвиговых демпфирующих компенсаторов с
тросовой гильзой (втулки) , гасителя сдвиговых напряжений, при импульсных растягивающихся
нагрузках , для улучшения демпфирующей способности болтовых соединений, согласно СП
16.1330.2011 SCAD п.7.1.1- антисейсмическое фланцевое фрикционно-подвижное соединение, для
сборно-разборного, быстро собираемого армейского железнодорожного (автомобильного)

185.

ТС №2022-0000576 № 4
Объект испытаний: Упругопластическая стальная трехгранная ферма-балка- комбинированная,
пространственная структура ферм –балка для устройства быстровозодимых ложных и реально
существующих для защиты от дронов –камикадзе военных аэродромов , согласно изобретения
RU 80471 «Комбинированные пространственные структуры «МАРХИ ПСПЛ «Кисловодск» и
согласно СП 20.13330.2011, СНиП 2.01.07-85* "Нагрузки и воздействия", на основании изобртения
:«Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов
Отправлено в (ФИПС) от 26.12.2023 для усиление пролтеного строения мостового сооружения ,
соглано изобртения : Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с
использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных
районов из стержневых структур, МАРХИ ПСПК", "Кисловодск" ( RU 80471 "Комбинированная
пространсвенная структура" ) с большими пермещениями на предельное равновесие и
приспособляемость для усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов,
согласно изобретения RU 80471 «Комбинированные пространственные структуры «МАРХИ ПСПЛ
«Кисловодск» и согласно СП 20.13330.2011, СНиП 2.01.07-85* "Нагрузки и воздействия", ДЛЯ
защитв военной (армейской) авиации , нефтебаз авиабаз от атаки дронов (беспилотников) блока
НАТО , с использованем болтовых соедиений из, 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, между диагональными натяжными элементами, верхнего и нижнего
пояса фермы, из пластинчатых балок, с применением гнутосварных прямоугольного 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

186.

ТС №2022-0000569 ОО «Сейсмофонд» №5
НА ОСНОВАНИИ: Протокола испытании узлов и фрагментов сборки трехгранных неразрезных
комбинированных пространственных структур, ферм-балок, согласно изобретения RU 80471
«Комбинированные пространственные структуры «МАРХИ ПСПЛ «Кисловодск» и согласно СП
20.13330.2011, СНиП 2.01.07-85* "Нагрузки и воздействия", ДЛЯ усиления пролетного строения
мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных
структур для сейсмоопасных районов № 568 от 13.09.2023 (ИЛ ФГБОУ СПб ГАСУ, № RA.RU. 21СТ39
от 27.05.2015, организация «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ ИНН 2014000780, пространственных
структурных ферм -покрытия и с использованием стержневых структур, МАРХИ ПСПК",
"Новокисловодск" ( RU 80471 "Комбинированная пространственная структура" ) с большими
перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость для модернизируемых и
реконструируемых военных существующих и новых ангаров Trexgrannie fermi predvaritelnim
napryazhenie dlya nadstroyki pyatietajek naprazhenno-deformiruemoe trexgrannix ferm pyatigrannogo
sostavnogo 331 str https://disk.yandex.ru/d/oanBFWAQd2TOqA
https://disk.yandex.ru/i/5NwGgo2vy7TGyA
[email protected] Trexgrannie fermi
predvaritelnim napryazhenie dlya nadstroyki pyatietajek naprazhenno-deformiruemoe trexgrannix ferm
pyatigrannogo sostavnogo 331 str https://ppt-online.org/1353302
https://mega.nz/file/gy82yYwL#UbQKx3flsm8gVryOJRVCjaubhjAx6fwBL9Y-aX5CDSM
https://mega.nz/file/9j8SRb4C#C4lBnEbatYHcdI9dkpotzTnBs9T8netbwZGduR6KQzE
https://ibb.co/album/hBXXtj
https://ibb.co/1QRFVfS ДОПОЛНИТЕЛЬНАЯ ИНФОРМАЦИЯ: LPI Kalinina Snesti nelzya ostavit
Rekonstruktsiya khrushevok pyatietazhek bez viseleniya 5-ti etazhki klasnoe zhile 30 str
https://disk.yandex.ru/i/APJtJpHKnuNc_ https://ppt-online.org/1352248
https://mega.nz/file/XMpQADxI#q_NLqRo2E9AA-UWFlJB5ty9O5aRpE61-5vumPJr7dbY
https://ibb.co/album/D43YZH https://ibb.co/rQ7jrtB
https://pub.fsa.gov.ru/ral/view/13060/applicant
Строительные элементы в виде комбинированных пространственных трехгранных , выполняются
из трехгранных комбинированных с предварительным напряжением ( см.: «Трехгранные фермы
с предварительным напряжением для плоских покрытий» Е.А.Мелехин, Н.В.Гончаров, А.Б
Малыгин, «Напряженно -деформируемое стояние трехгранных ферм с неразрезанными
поясами пятигранного составного профиля» Е.А.Мелехин НИУ МГСУ патент RU 2188277 МПК E04
С 3/04 ) трехгранных ферм-балок , приставных пилонов, монтаж ведется усколренным спсосбм ,с
автомобильных монтажных площадок, установленных на грузовых автомашинах,

187.

Т №2023-0000576 ОО «Сейсмофонд»№ 6
Вывод : Комбинированные пространственные структурны ферм - балок-пилонов, для
реконструкции пятиэтажек ( хрущевок) с использованием пространственных структурных ферм
- покрытий и настройки верхних этажей из стержневых структур, МАРХИ ПСПК",
"Новокисловодск" ( RU 80471 "Комбинированная пространсвенная структура" ) с большими
пермещениями на предельное равновесие и приспособляемость, для модернихируемых и
реконструируемых мосто , соглано заявки на изобртение "Способ усиления пролетного строения
мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных
структур для сейсмоопасных районов" для реконструкции рятиэтажек (хрущевок) без
выселения, с использованием сдвигового компенсатора. Сдвиговые накладки- прошли проверку
прочности по первой и второй группе предельных состояний. РАСЧЕТНАЯ СХЕМА демпфирующих
сдвиговых компенсаторов для гасителя динамических колебаний и сдвиговых напряжений с
учетом сдвиговой жесткости в ПК SCAD СП 16.1330.2011 SCAD п.7.1.1 действий поперечных сил
https://ppt-online Вывод.org/19380 https://www.youtube.com/watch?v=SUj1tSPexuw
https://softline.ru/uploads/67/cc/45/c9/8c/f7/86/7d/10/origin.pdf
В заключение необходимо сказать о соединении работающим на растяжение при
контролируемом натяжении может обеспечить не разрушаемость сухого или сварного стыка
при импульсных растягивающих нагрузках и многокаскадном демпфировании
комбинированных пространственных структурных ферм –балок (покрытия) усиления пролетного
строения мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных
трехгранных структур для сейсмоопасных районов, с использованием пространственных
структурных ферм – покрытий военных, армейских ангаров, из стержневых структур, МАРХИ
ПСПК", "Новокисловодск" ( RU 80471 "Комбинированная пространсвенная структура" ) с
большими пермещениями на предельное равновесие и приспособляемость для , согласно
изобретения RU 80471 «Комбинированные пространственные структуры «МАРХИ ПСПЛ
«Кисловодск» и согласно СП 20.13330.2011, СНиП 2.01.07-85* "Нагрузки и воздействия", ДЛЯ
защитв военной (армейской) авиации , нефтебаз, авиабаз от атаки дронов (беспилотников) блока
НАТО Улубаев Солт-Ахмад Хаджиевич https://pub.fsa.gov.ru/ral/view/26088/applicant

188.

ТС №2023-0000576 ОО «Сейсмофонд» № 7
Испытания математических моделей комбинированных пространственных структурных трехгранных
с использованием пространственных структурных ферм - покрытий и настройки верхних этажей из
стержневых структур, МАРХИ ПСПК", "Новокисловодск" ( RU 80471 "Комбинированная
пространсвенная структура" ) с большими пермещениями на предельное равновесие и
приспособляемость для усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов, согласно
изобретения RU 80471 «Комбинированные пространственные структуры «МАРХИ ПСПЛ «Кисловодск»
и согласно СП 20.13330.2011, СНиП 2.01.07-85* "Нагрузки и воздействия", , для демпфирующих
сдвиговых компенсаторов для гасителя динамических колебаний и сдвиговых напряжений с учетом
сдвиговой жесткости в ПК SCAD СП 16.1330.2011 SCAD п.7.1.1 ghb действий поперечных сил
https://ppt-online.org/19380 https://www.youtube.com/watch?v=SUj1tSPexuw
https://softline.ru/uploads/67/cc/45/c9/8c/f7/86/7d/10/origin.pdf , предназначенных и для
сейсмоопасных районов с сейсмичностью более 9 баллов с трубопроводами, с креплением
трубопроводов с помощью фрикционных протяжных демпфирующих компенсаторов (ФПДК) согласно
программной реализации в SCAD Office проводились по прогрессивному методу испытания зданий и
сооружений как более новому. Для практического применения фрикционно-подвижных соединений
(ФПС) после введения количественной характеристики сейсмостойкости надо дополнительно
испытать узлы ФПС. Проведены испытания математических моделей в программе SCAD. Процедура
оценок эффекта и обработки полученных данных существенно улучшена и представляет собой
стройный алгоритм, обеспечивающий высокую воспроизводимость оценок. Изготовитель чертежей:
ОРГАН ПО СЕРТИФИКАЦИИ И ИЗГОТОВИТЕЛЬ комбинированных пространственных структурных
трехгранных ферм – покрытий армейского ангара , из стержневых структур, МАРХИ ПСПК",
"Новокисловодск" ( RU 80471 "Комбинированная пространсвенная структура" ) с большими
пермещениями на предельное равновесие и приспособляемость, типа «Молодечно» (серия
1.460.3-14 ГПИ «Ленпроектстальконструкция» ) скрепленными болтовыми натяжными соединениями
между диагональными, натяжными элементами ( раскосов ) верхнего и нижнего поясами
упругопластической стальной фермы, по китайской технологии, со встроенным бетонных настилом,
по американской технологии, с испытанием и расчетом в 3D –модели конечных элементов: ФГБОУ
СПб ГАСУ № RA.RU.21СТ39 от 27.05.2015, 190005, СПб, 2-я Красноармейская ул. д 4, ФГБОУ ВПО ПГУПС
№ SP01.01.406.045 от 27.05.2014, 190031, СПб, Московский пр.9, ИЦ «ПКТИ - Строй-ТЕСТ», ОО
«Сейсмофонд» ОГРН: 1022000000824 ИНН 2014000780 , КПП 201401001 т/ф: (812) 694-78-10,
(аттестат № RA.RU.21СТ39, выдан 27.05.2015) [email protected]
[email protected] [email protected] [email protected]

189.

ТС №2023-0000576 ОО «Сейсмофонд» № 8
Сейсмофондом при СПб ГАСУ :Выполен расчет SCAD комбинированныъ простарнственных
трехгранных стуктурусиления пролетного строения мостового сооружения с использованием
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов, ,
согласно изобретения RU 80471 «Комбинированные пространственные структуры «МАРХИ ПСПЛ
«Новокисловодск» и согласно СП 20.13330.2011, СНиП 2.01.07-85* "Нагрузки и воздействия",
ДЛЯ защитв военной (армейской) авиации , нефтебаз авиабаз от атаки дронов (беспилотников)
блока НАТО, с демпфирующими сдвиговыми компенсаторами, проф Уздина А М для гасителя
динамических колебаний и сдвиговых напряжений с учетом сдвиговой жесткости в ПК SCAD СП
16.1330.2011 SCAD п.7.1. 1

190.

ТС №2023-0000576 ОО «Сейсмофонд» № 9
Методика проведения испытаний фрагментов антисейсмического фрикционнодемпфирующего соединения, соединенного с помощью фрикционных протяжных
демпфирующих компенсаторов (ФПДК) с контролируемым натяжением, расположенных в
длинных овальных отверстиях, предназначенного для сейсмоопасных районов с сейсмичностью
более 9 баллов для пролетных строений моста Уздина А М . для усиления пролетного строения
мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных
структур для сейсмоопасных районов , согласно изобретения RU 80471 «Комбинированные
пространственные структуры «МАРХИ ПСПЛ «Новокисловодск» и согласно СП 20.13330.2011,
СНиП 2.01.07-85* "Нагрузки и воздействия", для защитв военной (армейской) авиации ,
нефтебаз, авиабаз от атаки дронов (беспилотников) блока НАТО. Разработана: Методика
проведения испытаний фрагментов антисейсмического фрикционно- демпфирующего
соединения, соединенного с помощью фрикционных протяжных демпфирующих компенсаторов
(ФПДК) с контролируемым натяжением, расположенных в длинных овальных отверстиях, из
комбинированных трехгранных просмтранмственных констркций по изобртениям про дтн
ПГУПС Уздина А М . Более бодродно смотри изобриение №№ 1143895, 1168755, 1174616,
165-76, 2010136746 154506, 1760020, 858604, 2550777

191.

ТС №2023-0000575 ОО «Сейсмофонд» №

192.

ТС №2023-0000576
ОО «Сейсмофонд» № 11

193.

ТС № 2023-0000576 ОО «Сейсмофонд» № 12 Изготовитель и
проектировщик Комбинированных трехгранных пространственных структурных приставных
пилонов и ферм покрытий для усиления пролетного строения мостового сооружения с
использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов выполнит организация Сейсмофонд" при СПб ГАСУ ФГБОУ СПб ГАСУ
№ RA.RU.21СТ39 от 27.05.2015, 190005, СПб, 2-я Красноармейская ул. д 4 т/ф (812) 694-78-10,
(921) 962-78-78

194.

ТС № 2023-0000576
ОО «Сейсмофонд» № 13
Строительные элементы в виде комбинированных пространственных трехгранных пилонов,
ферм-балок для быстровозводимых ложных и реально существующих для защиты от дронов –
камикадзе (беспилотиников) военных аэродромов, из трехгранных комбинированных с
предварительным напряжением ( см.: «Трехгранные фермы с предварительным напряжением
для плоских покрытий» Е.А.Мелехин, Н.В.Гончаров, А.Б Малыгин, «Напряженно деформируемое стояние трехгранных ферм с неразрезанными поясами пятигранного
составного профиля» Е.А.Мелехин НИУ МГСУ патент RU 2188277 МПК E04 С 3/04 ) трехгранных
ферм-балок , и скоросмтной способ сборки военных ангаров, из автомобилей ,
переоборудованного для сборки на болтовых соединениях по изобретениям проф дтн
А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 858604, 154506, 165076, 1760020,
2010136746 ( без крана) , с помощью монтажной лебедки , и с использованием отечественных и
зарубежных изобретений №№ 2140509 E 04 H 1/02, MPK E04 G 23/00 RU 2043465, 2121553,
Малафеев 2336399, 2021450, Насадка 2579073, SU 1823907 ( нет в общей доступности), 2534552,
2664562, 2174579, Курортный , 2597901, полезная модель 154158, Марутяна Александр
Суренович г.Кисловодск №№ 153753, 2228415, 2228415, 2136822, Способ надстройки зданий
№№ 2116417, 2336399, 2484219, 2116417, 2336399, 2484219, RU 80417 «Комбинированные
пространственные структуры» и др стран ЕС
Президент ОО «Сейсмофонд» при СПб ГАСУИНН: 2014000780 (аттестат аккредитации СРО «НИПИ
ЦЕНСТРОЙПРОЕКТ» № 0223.01-2010-2010000211-П-29 от 27.03.2012 СРО «ИНЖГЕОТЕХ» № 0602010-2014000780-И-12,выдано 14.06.2023 Улубаев Солт-Ахмед Хаджиевич . г.Грозный
https://pub.fsa.gov.ru/ral/view/26088/applicant

195.

ТС № 2023-0000576
ОО "Сейсмофонд" № 14

196.

ТС № 2023-0000576 ОО "Сейсмофонд" № 15

197.

ТС № 2023-0000576 ОО"Сейсмофонд" №16
При разработке проектной документации испытывались организацией Сейсмофонд СПб ГАСУ
фрагменты узлов в ПК SCAD для использования при разработке проектной документации для
повышения грузоподъьемности пролетного строения моста применялись комбинированные
строительные элементы в виде комбинированных пространственных трехгранных арок-балок ,
ферм-балок для повышения пролетного строения моста , при реконструкции мос та , ( без
крановой сборки ) , из трехгранных комбинированных с предварительным напряжением ( см.:
«Трехгранные фермы с предварительным напряжением для плоских покрытий» Е.А.Мелехин,
Н.В.Гончаров, А.Б Малыгин, «Напряженно -деформируемое стояние трехгранных ферм с
неразрезанными поясами пятигранного составного профиля» Е.А.Мелехин НИУ МГСУ патент RU
2188277 МПК E04 С 3/04 ) трехгранных ферм-балок , с автомобильных монтажных площадок,
установленных на грузовых автомашинах, переоборудованного для сборки на болтовых
соединениях по изобретениям проф дтн А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
858604, 154506, 165076, 1760020, 2010136746 ( без крана) , с помощью монтажной лебедки , и с
использованием отечественных и зарубежных изобретений №№ 2140509 E 04 H 1/02, MPK E04 G
23/00 RU 2043465, 2121553, Малафеев 2336399, 2021450, Насадка 2579073, SU 1823907 ( нет в
общей доступности), 2534552, 2664562, 2174579, Курортный , 2597901, полезная модель 154158,
Марутяна Александр Суренович г.Кисловодск №№ 153753, 2228415, 2228415, 2136822, Способ
надстройки зданий №№ 2116417, 2336399, 2484219, 2116417, 2336399, 2484219, RU 80417
«Комбинированные пространственные структуры» РЕШЕТЧАТЫЙ ПРОСТРАНСТВЕННЫЙ УЗЕЛ
ПОКРЫТИЯ (ПЕРЕКРЫТИЯ) ИЗ ПЕРЕКРЕСТНЫХ ФЕРМ ТИПА "НОВОКИСЛОВОДСК" № 153753
ОРГАН ПО СЕРТИФИКАЦИИ: ФГАОУ ВО «СПбПУ» № RA.RU.21ТЛ09 от 26.01.2017, 195251, СПб, ул.

198.

ТС № 2023-0000576 ОО «Сейсмофонд» № 17
Пролет структуры
Мах.сжимающие усилие раскоса,
кН (напряжение МПа)
Мах.растягивающее
усилие раскоса, кН
Мах.усилие в затяжке, кН
(напряжение МПа)
Мах.перемещение, мм
(напряжение МПа)
6
120,15 (7,68)
99,06 (6,34)
244,58 (240,4)
46,03
9
183,95 (11,16)
159,9 (10,23)
280,36 (275,58)
57,44
12
254,1 (15,56)
215,47 (12,73)
331,54 (325,88)
73,34
15
296,77 (18,99)
264,35 (13,79)
398,92 (392,12)
98,26

199.

ТС № 2023-0000576 ОО "Сейсмофонд" № 18
Строительные элементы в виде комбинированных пространственных трехгранных пилонов,
ферм-балок для усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов, из
трехгранных комбинированных с предварительным напряжением ( см.: «Трехгранные фермы
с предварительным напряжением для плоских покрытий» Е.А.Мелехин, Н.В.Гончаров, А.Б
Малыгин, «Напряженно -деформируемое стояние трехгранных ферм с неразрезанными
поясами пятигранного составного профиля» Е.А.Мелехин НИУ МГСУ патент RU 2188277 МПК
E04 С 3/04 ) трехгранных ферм-балок , приставных пилонов, и способ надстройки с
автомобильных монтажных площадок, установленных на грузовых автомашинах,
переоборудованного для сборки на болтовых соединениях по изобретениям проф дтн
А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 858604, 154506, 165076, 1760020,
2010136746 ( без крана) , с помощью монтажной лебедки , и с использованием отечественных и
зарубежных изобретений №№ 2140509 E 04 H 1/02, MPK E04 G 23/00 RU 2043465, 2121553,
Малафеев 2336399, 2021450, Насадка 2579073, SU 1823907 ( нет в общей доступности), 2534552,
2664562, 2174579, Курортный , 2597901, полезная модель 154158, Марутяна Александр
Суренович г.Кисловодск №№ 153753, 2228415, 2228415, 2136822, Способ надстройки зданий
№№ 2116417, 2336399, 2484219, 2116417, 2336399, 2484219, RU 80417 «Комбинированные
пространственные структуры» и др стран ЕС
Карта СБЕР : 2202 2056 3053 9333 Счет получателя: 40817 810 5 5503 1236845 кор счет 30101
810 5 0000 000653 (911)175-84-65, (921) 962-67-78, (981) 886-57-42, (981) 276-49-92 190005,
СПб, Красноармейская ул д 4 СПб ГАСУ , т/ф (812) 694-78-10 [email protected]
[email protected] [email protected] [email protected]

200.

ТС № 2023-0000576 ОО "Сеймофонд" №19
РОССИЙСКАЯ ФЕДЕРАЦИЯ
ОПОРА СЕЙСМОСТОЙКАЯ 165076
(19)
RU
(11)
165 076
(13)
ФЕДЕРАЛЬНАЯ СЛУЖБА
ПО ИНТЕЛЛЕКТУАЛЬНОЙ СОБСТВЕННОСТИ
U1
(51) МПК
E04H 9/02 (2006.01)
(12) ОПИСАНИЕ ПОЛЕЗНОЙ МОДЕЛИ К ПАТЕНТУ
Статус:
Пошлина:
не действует (последнее изменение статуса: 02.07.2021)
Возможность восстановления: нет.
(21)(22) Заявка: 2016102130/03, 22.01.2016
(24) Дата начала отсчета срока действия
патента:
22.01.2016
Приоритет(ы):
(22) Дата подачи заявки: 22.01.2016
(45) Опубликовано: 10.10.2016 Бюл. № 28
Адрес для переписки:
190005, Санкт-Петербург, 2Красноармейская ул д 4 пр. СПб ГАСУ
Коваленко Александр Иванович
(72) Автор(ы):
Андреев Борис Александрович (RU),
Коваленко Александр Иванович (RU)
(73) Патентообладатель(и):
Андреев Борис Александрович (RU),
Коваленко Александр Иванович (RU)

201.

ТС №2023-0000576 ОО "Сейсмофонд" № 20

202.

ТС № 2023-0000576 ОО "Сейсмофонд" № 21

203.

ТС № 2023-0000576 ОО "Сейсмофонд" № 22
При испытаниях и расчете в ПК SCAD повышение грузоподьемности железнодородного моста
использовалось изобртение А.И.Коваоленко : " Стена и способ ее возведения" (19) SU (11) 1 728
414 (13)A1(51) МПКE04B 2/26(2006.01) (21)(22) Заявка: 4707656, 1989.06.19 (22) Дата подачи
заявки: 1989.06.19 (45)Опубликовано: 1992.04.23 (72) Авторы: ЧЕМОДАНОВ МАРК
АЛЕКСАНДРОВИЧ КОВАЛЕНКО АЛЕКСАНДР ИВАНОВИЧ, ЧЕРНАКОВ ВЛАДИСЛАВ АФАНАСЬЕВИЧ
(56)Документы, цитированные в отчёте о поиске: 3аявка Франции № 2536102, кл. Е04C 1/10.
1976.Патент CCCР № 965366, кл. Е 04 В 2/06, 1977.3аявка Франции Ns 2202212, кл. Е04 C 1/08,
1974. Иллюстрации https://yandex.ru/patents/doc/SU1728414A1_19920423

204.

ТС №2023-0000576
ОО "Сейсмофонд" № 23

205.

ТС №2023-0000576 ОО «Сейсмофонд» № 24
СВЕДЕНИЯ О ПРОДУКЦИИ И СОСТАВ ЭКСПЕРТНЫХ МАТЕРИАЛОВ : Строительные элементы
конструкции в виде комбинированных пространственных трехгранных ферм-балок (перекрытия)
из прямоугольных труб ( изобретение № 154158) , комбинированных пространственных
структурных перекрытий ( патент № 80471), с предварительным напряжением ( Е.А.Мелехин
«Трехгранные фермы с предварительным напряжением для плоских покрытий, Мелехин Е.А.,
НИУ МГСУ «Напряженно –деформируемое состояние трехгранных ферм с неразрезными
поясами пятигранного составного профиля»), с использованием решетчатой пространственный
узел покрытия (перекрытия) из перекрестных ферм типа «Новокисловодск» патент № 153753,
соединенные «Монтажное устройство для разборного соединения элементов стрелы башенного
крана,(патент 2336220 ), c учетом изобретений, изобретенных в СССР проф. дтн ПГУПС
А.М.Уздиным [email protected] (921) 788-33-64 SU №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777,
858604, 1760020, 165076, 2010136746, 154506 ), согласно заявки на изобртение: "Способ усиления
пролетного строения мостового сооружения с использованием комбинированных
пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов" с без крановой сборки,
со сборкой узлов с использованием изобртения ( « Конструкция противоснарядной защиты» №
2023112836 от 17.05.2023 вх 0272981 ), а так же использовалась заявки на изобретение, от
16.06.2023, б/ н регистр:«Способ надстройки пятиэтажного здания без выселения» ),
ПЕРЧЕНЬ ДОКУМЕНТОВ, ПРЕДСТАВЛЕННЫХ НА ЭКСПЕРТИЗУ: СП 56.13330.2011 Производственные
здания. Актуализированная редакция СНиП 31-03-2001,ГОСТ 30546.1-98, ГОСТ 30546.2-98, ГОСТ
30546.3-98, ГОСТ 17516.1-90, п.5, СП 14.13330-2011 п .4.6. «Обеспечение демпфированности
фрикционно-подвижного соединения (ФФПС) согласно альбома серии 4.402-9 «Анкерные болты»,
альбом, вып.5, «Ленгипронефтехим», ГОСТ 17516.1-90 (сейсмические воздействия 9 баллов по
шкале MSK-64) п.5, с применением ФПС, СП 16.13330.2011. п.14.3, ТКП 45-5.04-274-2012 (02250) ,
п.10.7, 10.8. Протокола № 515 от 18.09.2018 , ОО «Сейсмофонд», ИНН 2014000780 СПб ГАСУ №
RA.RU.21СТ39 от 27.05.2015, ФГБОУ ВПО ПГУПС № SP01.01.406.045 от 27.05.2014, действ.
27.05.2019, свидетельство НП «СРО «ЦЕНТРСТРОЙПРОЕКТ» № 0223.01-2010-2010000211-П-29 от
27.03.2012 и свид. СРО «ИНЖГЕОТЕХ» № 281-2010-2014000780-П-29 от 22.04.2010 в ИЦ "ПКТИСтройТЕСТ" и протокола испытания на осевое статическое усилие сдвига дугообразного зажима с
анкерной шпилькой № 1516-2 от 25.11.2017 и протокола испытаний на осевое статическое усилие
сдвига фрикционно-подвижного соединения по линии нагрузки № 1516-2/3 от 20.02.2017 г. :
yadi.sk/i/-ODGqnZv3EU3MA yadi.sk/i/_aIPeyJZ3EU3Zt [email protected]
[email protected] [email protected]

206.

ТС №2023-0000576 ОО "Сейсмофонд" № 25
Строительные элементы в виде комбинированных пространственных трехгранных пилонов,
ферм-балок для усиления и повышение грузоподьемности пролетного строения
железнодорожного мостового сооружения с использованием комбинированных
пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов, из трехгранных
комбинированных с предварительным напряжением ( см.: «Трехгранные фермы с
предварительным напряжением для плоских покрытий» Е.А.Мелехин, Н.В.Гончаров, А.Б
Малыгин, «Напряженно -деформируемое стояние трехгранных ферм с неразрезанными
поясами пятигранного составного профиля» Е.А.Мелехин НИУ МГСУ патент RU 2188277 МПК E04
С 3/04 ) трехгранных ферм-балок , приставных пилонов, и способ надстройки с автомобильных
монтажных площадок, установленных на грузовых автомашинах, переоборудованного для
сборки на болтовых соединениях по изобретениям проф дтн А.М.Уздина №№ 1143895,
1168755, 1174616, 2550777, 858604, 154506, 165076, 1760020, 2010136746 ( без крана) , с

207.

ТС №2023-0000576 ОО "Сейсмофонд" № 25
е

208.

ТС №2022-0000569 ОО «Сейсмофонд» № 27

209.

ТС №2023-0000576 ОО "Сейсмофонд" № 28При
При испытаниях соединений комбинированных структур МАРХИ, «Новокисловодск» ПСПК для армейских
ангаров, использовались изобретения № 2010136746 E04C 2/00«СПОСОБ ЗАЩИТЫ ЗДАНИЯ И
СООРУЖЕНИЯ ПРИ ВЗРЫВЕ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ СДВИГОУСТОЙЧИВЫХ И ЛЕГКОСБРАСЫВАЕМЫХ
СОЕДИНЕНИЙ, ИСПОЛЬЗУЮЩИЕ СИСТЕМУ ДЕМПФИРОВАНИЯ ФРИКЦИОННОСТИ И СЕЙСМОИЗОЛЯЦИЮ
ДЛЯ ПОГЛОЩЕНИЯ ВЗРЫВНОЙ И СЕЙСМИЧЕСКОЙ ЭНЕРГИИ» и изобретению "Панель противовзрывная" о
выдачи патента по заявке на полезную модель № 154 506, опубликовано 27.08.2015, бюл. № 24, патент
на полезную модель изобретение, "Опора сейсмостойкая», № 165076, бюллетень № 28 , опубликовано
10.10.2016, заявитель Андреев Борис Александрович, Коваленко Александр Иванович, патент на
изобретение «Захватное устройство для «сэндвич»-панелей № 2471700 , опубликовано 10.01.2013 190005,
СПб, 2-я Красноармейская ул д 4: (921) 962-67-78, (911) 175-8465 т/ф (812) 694-78-10 [email protected]
[email protected] [email protected] (54) КОМБИНИРОВАННОЕ ПРОСТРАНСТВЕННОЕ СТРУКТУРНОЕ
ПОКРЫТИЕ КОМБИНИРОВАННОЕ ПРОСТРАНСТВЕННОЕ СТРУКТУРНОЕ ПОКРЫТИЕ 80472
РОССИЙСКАЯ ФЕДЕРАЦИЯ
(19)
RU
ФЕДЕРАЛЬНАЯ СЛУЖБА
(11)
ПО ИНТЕЛЛЕКТУАЛЬНОЙ
СОБСТВЕННОСТИ,
ПАТЕНТАМ И ТОВАРНЫМ ЗНАКАМ
80 471
(13)
U1
(51) МПК
E04B 1/58 (2006.01)

210.

ТС №2023-0000576 ОО "Сейсмофонд" № 29
Заключение : На основании прямого упругопластического расчета стальных ферм-балок с
большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость (А.Хейдари,
В.В.Галишникова) и анализа результатов расчета проф дтн ПГУПС А.М.Уздина, можно сделать
следующие выводы. 1. Очевидным преимуществом квазистатического расчета пластинчатых
балок с пластинчато -балочной системой с упруго пластинчатыми сдвиговыми компенсаторами ,
является его относительная простота и высокая скорость выполнения, что полезно на ранних этапах
вариантного проектирования армейскх ангаров , с целью выбора наиболее удачного технического
решения. 2. Допущения и абстракции, принимаемые при квазистатическом расчете,
рекомендованном , приводят к значительному запасу прочности стальных ферм и перерасходу
материалов в строительных конструкциях. 3. Рассматривалась упругая стадия работы , не
допускающая развития остаточных деформаций. Модульный анализ, являющийся частным случаем
динамического метода, не применим при нелинейном динамическом анализе. 4. Избыточная
нагрузка, действующее при чрезвычайных и критических ситуациях на трехгранную ферму- балку
и изменяющееся по координате и по времени, в SCAD следует задавать дискретными загружениями
фермы-балки . Каждому загружению соответствует свой график изменения значений и время
запаздывания. 5. SCAD позволяет учесть относительное демпфирование к коэффициентам Релея,
только для первой и второй собственных частот колебаний , что приводит к завышению
демпфирования и занижению отклика для частот возмущения выше второй собственной. Данное
обстоятельство может привести к ошибочным результатам при расчете сложных механических
систем при высокочастотных возмущениях (например, взрыв). 6. Динамические расчеты
пластинчато -балочной системы на воздействие от дронов-камикадзе (беспилотника),
выполняемые в модуле «Прямое интегрирование уравнений движения» SCAD, позволят снизить
расход материалов и сметную стоимость при строительстве армейских ангаров . 7. Остается
открытым вопрос внедрения внедрения изобртения "Способ усиления пролетного строения
мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных
структур для сейсмоопасных районов" , рассмотренной инновационной методики в практику
проектирования и ее регламентирования в строительных нормах и приспособление трехгранной
фермы с неразрезными поясами пятигранного составного профиля с предварительным
напряжением для плоских покрытий, с применением замкнутых гнутосварных профилей
прямоугольного сечения типа "Молодечно", серия 1.460.3-14 "Ленпроекстальконструкция") для
критических и чрезвычайных ситуация для компании "РФ-Россия" для системы несущих элементов
и элементов при строительстве, с упруго пластичными компенсаторами , со сдвиговой
фрикционно-демпфирующей жесткостью по изобр. проф дтн А.М.Уздина №№1143895, 1168755,

211.

ТС №2023-0000576 ОО «Сейсмофонд» № 30
Строительные элементы в виде комбинированных пространственных трехгранных плоских
покрытий на армейских быстровозводимых ангаров, из трехгранных комбинированных с
предварительным напряжением ( см.: «Трехгранные фермы с предварительным
напряжением для плоских покрытий» Е.А.Мелехин, Н.В.Гончаров, А.Б Малыгин,
«Напряженно -деформируемое стояние трехгранных ферм с неразрезанными поясами
пятигранного составного профиля» Е.А.Мелехин НИУ МГСУ патент RU 2188277 МПК E04 С
3/04 ) из трехгранных ферм-балок , для сборки военного ангара , на болтовых соединениях,
выполенн организацией «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ, совместро с Творческим Союзов
Изобртетелй ( СПб ОО ТСИ ИНН 7809023460, ОГРН 1-037858027547 Председатель Правления
Горини Владимир Игоревич и организацией АО «СОКЗ» ИНН 783000419 ОГРН
102781034223,ген . дир Мирзаев Мирзе Мирзеханович ), по изобретениям проф дтн
А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 858604, 154506, 165076, 1760020,
2010136746 ( без крана) , с помощью монтажной лебедки , и с использованием отечественных
и зарубежных изобретений №№ 2140509 E 04 H 1/02, MPK E04 G 23/00 RU 2043465,
2121553, Малафеев 2336399, 2021450, Насадка 2579073, SU 1823907 ( нет в общей
доступности), 2534552, 2664562, 2174579, Курортный , 2597901, полезная модель 154158,
Марутяна Александр Суренович г.Кисловодск №№ 153753, 2228415, 2228415, 2136822, Способ
надстройки зданий №№ 2116417, 2336399, 2484219, 2116417, 2336399, 2484219, RU 80417
«Комбинированные пространственные структуры» и др стран ЕС
Русские люли поддержите , кто может помогите копейкой изобретателям, для Фронта, для
Победы, для беженцев СПЕЦвыпуск : серия №1-447-с43 для повышениия грузододъемности
пролетного строения мостового сооружения с использованием комбинированных
пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов Выполнен прямой
расчета SCAD из сверхпрочных и сверхлегких упругопластических полимерных материалов,
неразрезных стальных ферм-балок (GFRP -МЕТАЛЛ) с большими перемещениями на
предельное равновесие и приспособляемость ( А.Хейдари, В.В.Галишниква) для
быстровозводимых ложных ангаров (муляж) и реально существующих для защиты от дронов
–камикадзе (беспилотиников) военных аэродромов, в г.Бахмуте, Херсоне, Мариуполе и др
городах Донецкой и Луганской областях , без крановой сборки, при критических ситуациях , в
среде SCAD 21. Президент общественной организации «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ ИНН
2014000780 ОГРН 1022000000824 Улубаев Солт-Ахмед Хаджиевич . СБЕР карта 2202 2056
3053 9333. Счет получателя 40817 810 5 5503 1236845 Корреспондентки счет 30101 810 5 0000

212.

213.

На Украине мосты в основном держат до 40 тонн есть до 60 ти , их мало Мосты проф дтн ПГУПС Уздина А М с использованием сверхпрочных и сверхлегких
комбинированных пространственных структурных трехгранных ферм, с предварительным напряжением, для плоских покрытий, с неразрезыми поясами пятигранного
составного профиля ( Мелехина ТОМСК ГАСУ) Подарок тов. Сталину И.В. к Дню рождения
https://ppt-online.org/1435747
Модульные трёхгранные фермы плоских покрытий
Е. А. Мелёхин
https://doi.org/10.31675/1607-1859-2021-23-2-65-78
https://vestnik.tsuab.ru/jour/article/view/970
https://www.liveinternet.ru/users/russkayadruzhina/post500023116/
Обустройство линий обороны от дронов-камикадзе
https://ppt-online.org/1386647
Напряженно-деформированное состояние трехгранной фермы с неразрезными поясами пятигранного составного профиля
Евгений Анатольевич Мелёхин
https://doi.org/10.22227/2305-5502.2023.1.4
https://www.nso-journal.ru/jour/article/view/91
http://www.ivdon.ru/uploads/article/pdf/IVD_43__5_Melekhin_Goncharov_Malygin2705.pdf_1aa1bc6691.pdf
держат до 90 тонн, собираются за 24 часа , как в КРН и США. Без надстройки и усиления существующего Украинского моста , из преднапряженной трехгарной фермой -балкй
, мост просто рукнет Будет много жертв Погибнут морпехи Севастополя Имеется положительное заключениегенерала Косенкова Железнодорожные восйска
Shogu Polozhitelnoe zaklyuchenie Minoboroni NIITS JDV Logunov 10 iyulya 2022 10 str
https://ppt-online.org/1450454
Онакко, Минтсранс, Минстрой , МЧС , Жилдор, упррноболе 30 лет не замечаб успехи блока НАТО (США) и КНР и умышденно не примают и не рассмаитриваби на НТСНИОКР
проетную доументацию и изобртения СПбГАСУ Сейсмоонд.
Это диверсию , вредительство или саботаж во время СВО, должны рассотреть Следсвенный Комитет, военный трибунал и прокуратура РФ-Россия

214.

Изобретатели : Елисев В.К, Темнов В. Г, Коваленко А. И, Егорова О.А,Уздина А. М, Богданова И.А, Елисеева Я.К. Коваленко Е.И.(812) 694-78-10 (981) 276-49-92, (981) 886-57-42
[email protected]
Упругопластическая стальная ферма моста пролетом: 6, 9, 12, 18, 24 и 30 метров c большими перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость , для
автомобильного моста, шириной 3 метра, грузоподъемностью 90 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 при динамических нагрузках, между диагональными натяжными элементами, верхнего и нижнего пояса фермы, из пластинчатых балок, с
применением гнутосварных прямоугольного 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
Нет надежд и перспектив применение в коммерческой , торговой компании "РФ-Россия" пластинчато-балочной системы , фермы-балки для армейских мостов , переправ:
со встроенным бетонным настилом , для критических и чрезвычайных ситуаций имени тов Сталина , с учетом приспособляемостью и большими перемещениями Наш
паровоз летит под откос , в коммуне не будет остановки
Двухсотое письмо на верность Родине СССР!
Преподаватели ПГУПС проф дтн А.М.Уздин, доцент ктн Егорова О.А, проф дтн Темнов В.Г , аспирант ЛенЗНИЭПа, ветеран боевых действий, инвалид второй группы по общим
заболеваниям Коваленко А.И , разработчик сборно-разборного быстро собираемого железнодорожного 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» ) по изобретениям №№ 1143895, 1168755, 1174616, 2010136746, 165078, 154506, 2550777, 1760020, 858603, и новых изобретений согласно
заявкам на изобретения,
ПРОДУКЦИЯ: Демпфирующий компенсатор, гасителя динамических колебаний и сдвиговых напряжений с учетом сдвиговой жесткости в ПК SCAD ( согласно СП 16.1330.2011
SCAD п.7.1.1 сдвиговая с учетом действий поперечных сил ) антисейсмическое фланцевое фрикционное соединение для сборно-разборного быстрособираемого
железнодорожного 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» ), согласно заявки на изобретение от 14.02.2022 "Огнестойкий
компенсатор -гаситель температурных напряжений", заявки № 2022104632 от 21.02.2022 , "Фрикционно-демпфирующий компенсатор для трубопроводов", заявки №
2021134630 от 29.12.2021 "Термический компенсатор- гаситель температурных колебаний", заявки № 2022102937 от 07.02.2022 "Термический компенсатор- гаситель
температурных колебаний СПб ГАСУ,"заявки "Фланцевое соединения растянутых элементов трубопровода со скошенными торцами" № а 20210217 от 23.09. 2021, заявки
"Спиральная сейсмоизолирующая опора с упругими демпферами сухого трения" № а20210051, заявки "Компенсатор тов Сталина . для трубопроводов" № а 20210354 от
22.02. 2022, Минск, "Антисейсмическое фланцевое фрикционное соединения для сборно-разборного моста" ,
НА ОСНОВАНИИ: Протокола № 567 от 26.08.2022 (ИЛ ФГБОУ СПб ГАСУ, № RA.RU. 21СТ39 от 27.05.2015, ФГБОУ ВПО ПГУПС № SP01.01.406.045 от 27.05.2020, действ. 27.05.2020,
организация «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ ИНН 2014000780, 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 и
предназначенные для сейсмоопасных районов с сейсмичностью более 9 баллов. https://disk.yandex.ru/d/m-UzAI2Nw8dAWQ https://ppt-online.org/1227618 https://ppt-

215.

online.org/1155578 https://studylib.ru/doc/6357259/usa--baileybridje-pereprava-kompensator-sdvigovoy-proshno...
https://mega.nz/file/faJ1hBCC#WcwDl3neDUxt27tGCFRqSYRGKwcRjgeLFjcy7e-D_SY https://mega.nz/file/rfRgDRxY#GarDAlLYC6eLIi1TTYC1KofTLq9Msc7EtTYG6zK-cRY
https://ppt-online.org/1228005 https://disk.yandex.ru/d/f_Ed_Zs5TAP8iw
https://studylib.ru/doc/6357302/89219626778%40mail.ru-protokol-kompensator-sdvigovoy-prochn...
Подтверждение компетентности организации https://pub.fsa.gov.ru/ral/view/13060/applicant
Вот уже на протяжении более 30 лет, всё пытается достучаться со своими предложениями до высших лиц в бюрократической системе буржуазной России.
На этом пути дошёл до известной степени каления, что выразилось в его двухсотом (!) по счёту письме.
Адресовано, как и все предыдущие, Президенту РФ Путину В.В., Председателю правительства Мишустину М.В., Заместителю председателя Совбеза РФ Медведеву Д.А.,
Специальному представителю президента Иванову С.Б., руководителю фракции КПРФ в Госдуме Зюганову Г.А., директору Росгвардии Золотову В.В., Председателю НТС ВПК
Тюлину А.Е.
Изобретатель сделал неутешительные выводы в отношении высоких должностных лиц РФ:
- От этих людей я получаю сотни одинаковых пустопорожних бюрократических отписок и вижу, что у них совесть закопана очень глубоко, и от этого они чувствуют себя вполне
удовлетворительно.
Они стараются затопить, засорить и затуманить существо ответа на вопрос, который необходимо и несложно разрешить. То, что высшие круги занимаются бюрократическими
отписками, сознательной волокитой и саботажем в отношении внедрения предложений ученых ПГУПС проф А.М.Уздина , доц ктн Егоровой , проф дтн Темнова В Е, стажер
ЛИСИ (СПб ГАСУ) А.И.Коваленко , является вполне сознательным вредительством государственного масштаба. Ведь все изобретения могут быть вписаны с минимальными
издержками или вообще без издержек в процесс индустриализации на современном этапе. А экономический эффект от внедрения предложений составит десятки миллиардов
долларов.
Устав от столь длительного и наглого саботажа своих предложений, изобретатель разразился ещё одним письмом в те же инстанции, где сделал кое-какие выводы:
- Когда вспоминаешь действенные и эффективные способы существования и функционирования народнохозяйственной системы и общественной жизни при социализме,
представляются смехотворными теперешние идеологические и бюрократические установки и способы управления сегодня аппаратчиков, сотнями «ответов» задавливающих
ростки здоровых стремлений и предложений. В самой сущнос
Продолжение по ссылке:
Сайт ПРАВОСУДИЯ.НЕТ: http://pravosudija.net/article/za-tanchikami-skryli-s..
http://pravosudija.net/article/za-tanchikami-skryli-s..
https://vk.com/wall-140334789_23861

216.

https://pravosudija.net/article/za-tanchikami-skryli-sut-proishodyashchego
https://www.youtube.com/watch?v=sfQh_oAecg0
При социалистического устройства общества значительно больше духовного, справедливого, производительного и созидательного, чем в капиталистическом строе.
Выводы, вообще говоря, закономерные. Устав биться головой о бюрократическую стену общества наживы, равнодушного к целям развития, человек обращается мыслями к
тому, что «можно жить иначе». Тем более, что опыт такого рода уже имеется.
ОТ РЕДАКЦИИ газеты «Невидимая Хазария» : как теперь принято говорить в целях безопасности, мы имеем дело с оценочными суждениями товарища. Не берясь судить о сути
его изобретений и предполагаемом экономическом эффекте от внедрения, мы однозначно присоединяемся к его оценкам системы как таковой.
Только в коммунистическом Обществе, человек способен полностью раскрыть свой талант и свои способности. Только Коммунизм способен сказку сделать былью, а человека человеком. Наполнит душу человека смыслом жизни, счастьем и гармонией с окружающим Миром.
Капитализм же, из любого народа, делает человека подающим, сидящим за...еще
На верхних этажах власти сидят стрелочники, которые спускают на места все жалобы и предложения, даже не пытаясь разобраться. Их цель усидеть в кресле до хорошей
пенсии. А потом, хоть трава не расти. Кто- нибудь придет и разгребет эту кашу
ОРГАН ПО СЕРТИФИКАЦИИ: ФГАОУ ВО «СПбПУ» № RA.RU.21ТЛ09 от 26.01.2017, 195251, СПб, ул. Политехническая, д 29, 190005, 2-я Красноармейская ул. д 4,
https://www.spbstu.ru (аттестат № RA.RU.21ТЛ09, выдан 26.01.2017) , организация «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ. 190005, 2-я Красноармейская ул. д 4 ОГРН: 1022000000824
(812) 694-78-10
Нет ПЕРСПЕКТИВ и надежд ПРИМЕНЕНИЯ БЫСТРОВОЗВОДИМЫХ МОСТОВ И ПЕРЕПРАВ 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 жесткостью, при буржуазном капиталистическом, антинародном строе. Заводы и фабрики рабочим. Землю
крестьянам В отставку временное Правительство !
т/ф (812) 694-78-10 197371, Л-д, а/я газета "Земля Росси" тел (921) 962-67-78, (911) 175-84-65 [email protected]

217.

На Украине мосты в основном держат до 40 тонн есть до 60 ти , их мало Усиленыые мосты проф дтн ПГУПС Уздина А М надо использовать сверхпрочные и сверхлегкие
комбинированные пространственных трехгранные структурны ферм-балок , с предварительным напряжением, для усления пролтеного мостового сооружения , с
неразрезыми поясами пятигранного составного профиля ( Мелехина ТОМСК ГАСУ) Подарок тов. Сталину И.В. к Дню рождения, 144 годовщина, изобретение "СПОСОБ
УСИЛЕНИЯ ПРОЛЕТНОГО СТРОЕНИЯ МОСТОВОГО СООРУЖЕНИЯ c использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных "
[email protected] 8126947810
Онакко, Минтранс, Минстрой , МЧС , Жилдор, ноболее 30 лет не замечаб успехи блока НАТО (США) и КНР и умышденно не
принимают и не рассмаитриваби на НТС НИОКР проетную доументацию и изобртения СПбГАСУ Сейсмоонд.
Это диверсию , вредительство или саботаж во время СВО, должны рассотреть Следсвенный Комитет, военный трибунал и прокуратура РФ-Россия https://pptonline.org/1435747
Модульные трёхгранные фермы плоских покрытий

218.

Е. А. Мелёхин
https://doi.org/10.31675/1607-1859-2021-23-2-65-78 https://vestnik.tsuab.ru/jour/article/view/970
https://www.liveinternet.ru/users/russkayadruzhina/post500023116/
Обустройство линий обороны от дронов-камикадзе
https://ppt-online.org/1386647
Напряженно-деформированное состояние трехгранной фермы с неразрезными поясами пятигранного составного профиля
Евгений Анатольевич Мелёхин https://doi.org/10.22227/2305-5502.2023.1.4 https://www.nso-journal.ru/jour/article/view/91
http://www.ivdon.ru/uploads/article/pdf/IVD_43__5_Melekhin_Goncharov_Malygin2705.pdf_1aa1bc6691.pdf
держат до 90 тонн, собираются за 24 часа , как в КРН и США. Без надстройки и усиления существующего Украинского моста , из преднапряженной трехгарной фермой -балкй
, мост просто рукнет Будет много жертв Погибнут морпехи Севастополя Имеется положительное заключениегенерала Косенкова Железнодорожные восйска
Shogu Polozhitelnoe zaklyuchenie Minoboroni NIITS JDV Logunov 10 iyulya 2022 10 str
https://ppt-online.org/1450454
Онакко, Минтсранс, Минстрой , МЧС , Жилдор, упррноболе 30 лет не замечаб успехи блока НАТО (США) и КНР и умышденно не примают и не рассмаитриваби на НТСНИОКР
проетную доументацию и изобртения СПбГАСУ Сейсмоонд.
Это диверсия , вредительство или саботаж во время СВО, должны рассотреть Следсвенный Комитет, военный трибунал и прокуратура РФ-Россия

219.

220.

221.

222.

223.

Заявка на изобретение "СПОСОБ УСИЛЕНИЯ ПРОЛЕТНОГО СТРОЕНИЯ МОСТОВОГО СООРУЖЕНИЯ c использованием комбинированных пространственных трехгранных
структур для сейсмоопасных "
районов

224.

225.

226.

227.

228.

229.

230.

231.

232.

233.

234.

235.

236.

237.

238.

Реферат Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с
использованием комбинированных пространственных трехгранных
структур для сейсмоопасных районов имени Владимира Путина
Полезная модель способа усиления пролетного строения мостового сооружения с
использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов, относится к ремонту и повышения грузоподъемности аварийного
пролетного строения автомобильного и железнодорожного моста и может быть использована
для аварийного поста при укреплении с использованием пространственных стержневых
конструкций Новокисловодск и изобретений Мелехина . Задача полезной модели - снизить
материалоемкость покрытия, повысить его жесткость и расширить область применения. Это
достигается тем, что известное комбинированное пространственное структурное покрытие,
содержащее пространственный каркас, из соединенных в узлах, стержней поясов и раскосов и
размещенные в средней части, вдоль пролета, жестко прикрепленные нижнего пояса, нижние и
расположенные над верхние пролетные, установленные на опоры подкрепляющие элементы,
снабжено установленными на опоры и расположенными вдоль пролета жестко прикрепленными
к нижнего пояса нижними и монтированными над верхними контурными , причем верхние
контурные и пролетные жестко прикреплены к узлам верхнего пояса . Нижние пролетные и
контурные жестко прикреплены посредством крестового монтажного столика к нижнего пояса ,
а верхние - к нижнего пояса, соответственно При сборке покрытия вначале монтируются
опираемые на опоры нижние и верхние пролетные , и контурные, с крестовыми монтажными
столиками . После чего собирается нижний пояс из стержней нижнего пояса и с узловыми

239.

элементами в виде полых шаров , при этом жестко прикрепляются посредством электросварки к
монтажным столикам нижних пролетных и контурных . Затем монтируются стержни раскосов 4
и верхнего пояса. На заключительном этапе монтируются стержни верхнего пояса и
выполняется жесткое крепление верхнего пояса посредством электросварки к монтажным
столикам верхних пролетных и контурных . Снабжение комбинированного покрытия
установленными на опоры и расположенными вдоль пролета нижними и верхними контурными
и жесткое прикрепление контурных , и пролетных, что позволяет повысить жесткость покрытия,
а также избежать необходимости в установке опор для опирания , горизонтальных и
вертикальных связей, подвесок, что существенно снижает материалоемкость покрытия.
Отсутствие опор вдоль контурных , комбинированного покрытия расширяет также область его
применения, например, при строительстве авиационных ангаров, цехов, покрытий зрелищных
сооружений и т.д. 5 ил.
Изобретение относится к способам для ремонта или укрепления существующих мостов. Способ
усиления пролетного строения мостового сооружения с изменением поперечного сечения
включает усиление главных балок путем установки и натяжения канатов. Сначала создают
коробчатое сечение путем дополнительной установки нижнего блока и закрепления его в нижней
части двух соединенных между собой трехгранных ферм - балок.
При испытаниях фрагментов и узлов по усилению пролетного строения мостового
сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов, использовались изобретения проф дтн ПГУПС А.М.Уздина №№

240.

1143895, 1168755, 1174616, 2550777 и аспиранта ЛенЗНИИЭП, стажера СПб ГАСУ
А.И.Коваленко №№ 1760020, 2010136746, 165076, 154506, 1395500, 101847, 998300, 172414
Podarok tov Stalinu Antiseysmicheskoe flantsevo soedinenie friktsionno friktsionno-podvizhnix
soedineniy proletnogo stroeniya mosta 2 str
Podarok tov Stalinu Antiseysmicheskoe flantsevo soedinenie friktsionno friktsionno-podvizhnix
soedineniy proletnogo stroeniya mosta 2 str
https://ppt-online.org/1454657
Пояснительная записка к расчету упруго пластического сдвигаемого шарнира для сборноразборного железнодорожного моста
https://ppt-online.org/1446618
https://dzen.ru/a/ZX7AY8TkcRaNPvtN
Для включения в план НИОКР Минстроя ЖКХ, Минпромторга, Минтраса
Дистанционный доклад (сообщение) на НТС Минстроя ЖКХ на удаленке из поселения ученого,
заместителя, заместителя Президента организации "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ, редатора
газеты "Армия Защитников Отечества", полковника Шендакова Михаил Анатольевича на научно
-техническом ( Совете НТС в Минстрое ЖКХ в марте -апреля 2023 и доклад на научной
конференции в Политехническом Университете СПб 21 - 25 августа 2023 года
Тема доклада: Метод предельного равновесия при расчете в ПK SCAD ( сдвиговая прочность
СП16.1330.2011 SCAD п.7.1.1 придельная поперечная сила ) статически неопределенных
упругопластинчатых стальных ферм-балок ( пластинчато –балочных сиcтемам ) с большими
перемещениями на прельеное равновесие и приспособляемость на основе изобретений проф

241.

А.М.Уздина ( №№ 1143895,, 1168755, 1174616, 255 0777, 2010136746, 1760020, 165076, 154506,
858604 ) и инженерные решения по использованию для железнодорожных мостов
упругопластических сверхлегких и сверхпрочных конструкций стальных ферм-балок,
сконструированном со встроенным бетонным настилом, с пластическим шарниром и расчет в 3Dмодели, в SCAD неразрезной балки-фермы с большими перемещениями, с учетом сдвиговой
жесткостью к неравномерным нагрузкам железнодорожного моста, для преодоления водных
преград в критических и чрезвычайных ситуациях, позволяющих уменьшить массу пролетного
строения армейского моста до 30 процентов, за счет пластинчатости и приспособляемости моста,
что уменьшит сметную стоимость СМР до 30 процентовhttps://vk.com/wall789869204_122
Бодрящий ответ для организации Сейсмофонд при СПб ГАСУ
https://ppt-online.org/1300515 3 з.п. ф-лы,
Формула полезной модели способ усиления пролетного строения мостового сооружения с
использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов
Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием
комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов из

242.

комбинированнох пространственных структур пролетного строения мостового сооружения с
использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов , содержащее пространственный каркас из соединенных в узлах
стержней поясов и раскосов и размещенные в средней части пространственного каркаса вдоль
пролета жестко прикрепленные к узлам нижнего пояса каркаса нижние и расположенные над
каркасом верхние пролетные подкрепляющие элементы, установленные на опоры, отличающееся
тем, что оно снабжено установленными на опоры и расположенными вдоль пролета жестко
прикрепленными к узлам нижнего пояса нижними и монтированными над каркасом верхними
контурными подкрепляющими элементами, причем верхние контурные и пролетные
подкрепляющие элементы жестко прикреплены к узлам верхнего пояса пространственного
каркаса.
1. Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием
комбинированных пространственных трехгранных ферм -балок изобретателя Новокисловодс и
Мелехина и структур ( смотри : ИННОВАЦИОННАЯ РАЗРАБОТКА МОДУЛЯ
"НОВОКИСЛОВОДСК" И ЕГО ЭКОНОМИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ имеет дополнительные
пояснению и описания по ссылкам :
https://cyberleninka.ru/article/n/innovatsionnaya-razrabotka-modulya-novokislovodsk-i-egoekonomicheskoe-obosnovanie
Марутян Александр Суренович (RU) https://yandex.ru/patents/doc/RU153753U1_20150727
https://patents.s3.yandex.net/RU153753U1_20150727.pdf

243.

УЗЛОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ ПЕРЕКРЕСТНО-СТЕРЖНЕВЫХ КОНСТРУКЦИЙ, ВКЛЮЧАЯ
УЗЛЫ СИСТЕМЫ «НОВОКИСЛОВОДСК», И ИХ РАСЧЕТ
https://msi.elpub.ru/jour/article/view/863/0
https://www.liveinternet.ru/users/russkayadruzhina/post499999227/
2. для сейсмоопасных районов мостового сооружения с изменением поперечного сечения,
включающий усиление главных балок путем установки трехгранных ферм-балок с
упругопластическим компенсатором с отличающийся тем,
3. При оформлении изобретения использовались изобретения блока НАТО : США, CCCP,
Беларусь, Торговой компании «РФ-Россия» : №№ 2140509 E 04 H1/02, MPK E04 G 23/00
RU2043465, 2121553, Малафеев 2336399, 2021450, Насадка 2579073, SU 1823907 ( нет в общей
доступности), 2534552, 2664562, 2174579, Курортный , 2597901, полезная модель 154158,
Марутяна Александр Суренович г.Кисловодск №№ 153753, 2228415, 2228415, 2136822, Способ
надстройки зданий №№ 2116417, 2336399, 2484219
https://dzen.ru/a/ZPwU9rZlbXapNcHI
https://t.me/resistance_test/516

244.

4. Трѐхгранные фермы с предварительным напряжением для плоских покрытий Е.А. Мелѐхин1 ,
Н.В. Гончаров2 , А.Б. Малыгин1 1Московский государственный строительный университет
2Национально исследовательский Томский Политехнический университет
http://www.ivdon.ru/uploads/article/pdf/IVD_43__5_Melekhin_Goncharov_Malygin2705.pdf_1aa1bc66
91.pdf
Мелѐхин Е.А. Модульные трѐхгранные фермы плоских покрытий. Вестник Томского
государственного архитектурно-строительного университета. 2021;23(2):6578. https://doi.org/10.31675/1607-1859-2021-23-2-65-78
https://vestnik.tsuab.ru/jour/article/view/970/722
Скачать PDF
5. ПОКРЫТИЕ ИЗ ТРЕХГРАННЫХ ФЕРМ
Мелѐхин Евгений Анатольевич (RU)
https://rusneb.ru/catalog/000224_000128_0002627794_20170811_C1_RU/
6. Напряженно-деформированное состояние трехгранной фермы с неразрезными поясами
пятигранного составного профиля
Евгений Анатольевич Мелѐхин
https://doi.org/10.22227/2305-5502.2023.1.4
https://www.nso-journal.ru/jour/article/view/91
https://www.freepatent.ru/patents/2188287

245.

https://edrid.ru/authors/201.dffe3.html
http://nso-journal-03.mgsu.ru/ru/component/sjarchive/issue/article.display/2023/4/556-571
https://www.litprichal.ru/work/517210/
Бодрящий ответ для организации Сейсмофонд при СПб ГАСУ
https://ppt-online.org/1300515
Расчет упругоппластического структурного сбороно разбороного моста на основе трехгранной
блок-фермы
https://ppt-online.org/1299327
https://rodinailismertlistru.diary.ru/p221562547_vse-dlya-fronta-vse-dlya-pobedy-predlozhenie-dlyaminstroya-zhkh-mintransu-minoborony.htm
Metod predelnogo ravnovesiya uprugoplasticheskogo rascheta SCAD staticheski neopredelimix stalnix
ferm zheleznodorozhnogo mosta 538 str.docx https://disk.yandex.ru/d/wyRxG-zE8rRmBA
https://rodinailismertlistru.diary.ru/p221562547_vse-dlya-fronta-vse-dlya-pobedy-predlozhenie-dlyaminstroya-zhkh-mintransu-minoborony.htm
Специальный военный вестник "Армия Защитников Отечества" №15

246.

https://ppt-online.org/1323327
Расчет упругоппластического структурного сбороно разбороного моста на основе трехгранной
блок-фермы
https://ppt-online.org/1299327
Расчет упругопластического структурного сборно-разборного моста на основе трехгранной блокфермы
https://ppt-online.org/1297775
Секция III. Механика деформируемого твердого тела. Расчет упругопластического структурного
сборно-разборного моста
https://ppt-online.org/1297382
О пригодности быстровозводимого армейского сборно-разборного автомобильного моста
https://ppt-online.org/1305281
Описание: "Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных
районов"
Полезная модель относится к строительству и может быть использована при возведении пространственных стержневых конструкций для усиления пролетного строения
мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов. Аналог изобретение № 80471 и №
266595

247.

Задача полезной модели - снизить материалоемкость покрытия, повысить его жесткость и расширить область применения. Это достигается тем, что известное
комбинированное пространственное структурное покрытие, содержащее пространственный каркас из соединенных в узлах стержней поясов и раскосов и размещенные в
средней части пролетного строения мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов,
вдоль пролета, жестко прикрепленные к нижнего пояса нижние и расположенные над верхние пролетные, установленные на опоры подкрепляющие элементы, снабжено
установленными на опоры и расположенными вдоль пролета жестко прикрепленными к нижнего пояса нижними и монтированными над верхними контурными, причем
верхние контурные и пролетные жестко прикреплены к узлам верхнего пояса .
Нижние пролетные и контурные жестко прикреплены посредством крестового монтажного столика к нижнего пояса , а верхние - к нижнего пояса, соответственно
При сборке пролетного строения мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов для
повышение несущей способности пролетного строения, вначале монтируются опираемые на опоры нижние и верхние пролетные и контурные , 9 с крестовыми монтажными
столиками .
После чего собирается нижний пояс из стержней нижнего пояса и с узловыми элементами в виде полых шаров , при этом жестко прикрепляются посредством электросварки к
монтажным столикам нижних пролетных и контурных .
Затем монтируются стержни раскосов и верхнего пояса. На заключительном этапе монтируются стержни верхнего пояса и выполняется жесткое крепление верхнего пояса
посредством электросварки к монтажным столикам верхних пролетных и контурных .
Снабжение комбинированного покрытия установленными на опоры и расположенными вдоль пролета нижними и верхними контурными и жесткое прикрепление контурных
, и пролетных , что позволяет повысить жесткость и несущею способность аварийного пролетного строения мостового сооружения с использованием комбинированных
пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов покрытия, а также избежать необходимости в установке опор для опирания , горизонтальных и
вертикальных связей, подвесок, что существенно снижает материалоемкость покрытия. Отсутствие опор вдоль контурных , комбинированного покрытия расширяет также
область его применения, например, при строительстве авиационных ангаров, цехов, покрытий зрелищных сооружений и т.д. см иллюстрацию в социальной сети по ссылке
SPBGASU Uprugoplacheskiy rascchet predelnogo ravnovesiya SCAD-staticheski neopredelimix ferm-balok 568 str
https://vk.com/wall789869204_122
Специальный военный вестник "Армия Защитников Отечества" №15
https://ppt-online.org/1323327
https://te9219626778gmailcom.diary.ru/p221651243_v-sankt-peterburge-nikakoj-tehnicheskoj-politiki-nikakoj-sistemy-sozdaniya-i-realizaci.htm
Расчет упругоппластического структурного сбороно разбороного моста на основе трехгранной блок-фермы
https://ppt-online.org/1299327

248.

Metod predelnogo ravnovesiya rasccheta SCAD fuktsiya sdvig staticheski neopredelimix uprugoplasticheskix ferm 483 str (1) — копия
Метод предельного равновесия для упругопластического расчета в ПК SCAD
https://ppt-online.org/1322416
https://vk.com/wall782713716_906
Расчет упруго пластического шарнира для металлических ферм балок пролетного строения автомобильного (железнодорожного) моста c использованием систем
демпфирования с использованием тросовой демпфирующей петли - вставки для верхнего сжатого пояса фермы-балки и упруго пластических шарниров из косых стыков с
тросовой гильзой для нижнего растягивающего пояса фермы-балки со стальной шпильки с пропиленным болгаркой пазов. куда забивается при сборке медный обожженный
клин во время скоростной сборки сборно-разборного моста с большими перемещениями и приспособляемости с учетом демпфирования упруго пластического шарнира за
счет тросовой демпфирующей гильзы залитой расплавленным свинцом или битумом для металлических ферм балок пролетного строения автомобильного и
железнодорожного моста c использованием систем демпфирования за счет пластического шарнира Диагональные раскосы фермы-балки , крепятся на болтовыми
соединениями с пружинистой тросовой гильзой, залитой расплавленным свинцом или битумом и устанавливается в овальные отверстия -сдвиговые . Стальная ферма- балка
сконструирована со встроенным бетонным настилом При испытаниях была использована 3D -конечных элементов
https://rodinailismertlistru.diary.ru/p221562547_vsedlya-fronta-vse-dlya-pobedy-predlozhenie-dlya-minstroya-zhkh-mintransu-minoborony.htm
Полезная модель относится к строительству для усиления аварийного пролетного строения мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных
трехгранных структур для сейсмоопасных районов и может быть использована при возведении пространственных стержневых конструкций.
Известно пространственное структурное покрытие, содержащее установленный по контуру на опоры пространственный каркас из соединенных в узлах стержней поясов и
раскосов .
Недостатком пространственного структурного покрытия является наличие по контуру покрытия большого количества опор, на которые производится установка
пространственного каркаса, и возникновение в стержнях поясов и раскосов при больших пролетах значительных усилий, что, в совокупности, обуславливает высокую
материалоемкость конструкции. Кроме того, наличие опор по контуру пространственного структурного покрытия ограничивает, в ряде случаев, область его применения,
например, при строительстве авиационных ангаров, цехов, покрытий зрелищных сооружений и т.д.
Известно также комбинированное пространственное структурное покрытие, содержащее опираемый по контуру на опоры пространственный каркас из соединенных в узлах
стержней поясов и раскосов и размещенные в средней части пространственного каркаса вдоль пролета, жестко прикрепленные к узлам нижнего пояса каркаса нижние и
расположенные над каркасом верхние пролетные подкрепляющие элементы, установленные на опоры, причем верхние пролетные подкрепляющие элементы соединены
между собой посредством горизонтальных и вертикальных связей, а с нижними подкрепляющими элементами - посредством вертикальных подвесок .
Снабжение комбинированного пространственного структурного покрытия размещенные в средней части пространственного каркаса вдоль пролета жестко прикрепленными к
узлам нижнего пояса пространственного каркаса нижними и расположенными над каркасом верхними пролетными подкрепляющими элементами, установленными на опоры,
позволяет существенно разгрузить элементы пространственного каркаса, и, тем самым, в некоторой степени снизить материалоемкость конструкции покрытия.
Однако известное комбинированное пространственное структурное покрытие по-прежнему характеризуется повышенной материалоемкостью вследствие наличия по контуру
покрытия большого количества опор, на которые устанавливается пространственный каркас. Повышенной материалоемкости способствует также необходимость установки
большого количества горизонтальных и вертикальных связей, подвесок между нижними и верхними пролетными подкрепляющими элементами. Соединение между собой
верхних и нижних пролетных подкрепляющих элементов только вертикальными подвесками снижает жесткость покрытия в направлении, перпендикулярном подкрепляющим

249.

элементам. Кроме того, наличие опор по контуру пространственного структурного покрытия ограничивает, в ряде случаев, область его применения, например, при
строительстве авиационных ангаров, цехов, покрытий зрелищных сооружений и т.д.
Задача, на решение которой направлена предлагаемая полезная модель, состоит в том, чтобы снизить материалоемкость комбинированного пространственного структурного
покрытия, повысить его жесткость и расширить область применения.
Решение поставленной задачи достигается тем, что известное комбинированное пространственное структурное покрытие, содержащее пространственный каркас из
соединенных в узлах стержней поясов и раскосов и размещенные в средней части пространственного каркаса вдоль пролета, жестко прикрепленные к узлам нижнего пояса
каркаса нижние и расположенные над каркасом верхние пролетные подкрепляющие элементы, установленные на опоры, снабжено установленными на опоры и
расположенными вдоль пролета жестко прикрепленными к узлам нижнего пояса нижними и монтированными над каркасом верхними контурными подкрепляющими
элементами, причем верхние контурные и пролетные подкрепляющие элементы жестко прикреплены к узлам верхнего пояса пространственного каркаса.
Снабжение комбинированного пространственного структурного покрытия установленными на опоры и расположенными вдоль пролета жестко прикрепленными к узлам
нижнего пояса нижними и монтированными над каркасом верхними контурными подкрепляющими элементами и жесткое прикрепление верхних контурных и пролетных
подкрепляющих элементов к узлам верхнего пояса пространственного каркаса позволяет избежать необходимости в установке опор для опирания пространственного каркаса,
горизонтальных и вертикальных связей, подвесок, функции которых выполняют соединенные в узлах стержни поясов и раскосов пространственного каркаса. Исключение же из
конструкции комбинированного покрытия опор для опирания пространственного каркаса, связей и подвесок обуславливает существенное снижение материалоемкости
покрытия. Соединение между собой верхних и нижних пролетных подкрепляющих элементов выполняющими функции связей и собранными в узлах стержнями поясов и
раскосов существенно повышает жесткость покрытия в направлении, перпендикулярном подкрепляющим элементам. Отсутствие опор вдоль контурных поддерживающих
элементов комбинированного пространственного структурного покрытия расширяет также область его применения, например, при усилении пролетного строения мостового
сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов, авиационных ангаров, цехов, покрытий зрелищных
сооружений и т.д.
Полезная модель поясняется чертежами, на фиг.1 изображен общий узел комбинированного пространственного структурного покрытия в плане; на фиг.2 - разрез А-А на фиг.1;
на фиг.3 - разрез Б-Б на фиг.1; на фиг.4 - узел «1» на фиг.3; на фиг.5 - разрез В-В на фиг.4. Обозначения: 1 - пространственный каркас; 2 - узлы системы БрГТУ; 3 - стержни поясов; 4
- стержни раскосов; 5 - опоры; 6 - нижние пролетные подкрепляющие элементы; 7 - нижние контурные подкрепляющие элементы; 8 - верхние пролетные подкрепляющие
элементы; 9 - верхние контурные подкрепляющие элементы; 10 - крестовой монтажный столик; 11 - электросварной шов; 12 - гайки; 13 - полые шары; 14 - крепежные болты; 15 внутренние шайбы; 16-наружные шайбы; 17 - силовые гайки; 18 - стопорные гайки.
Комбинированное пространственное структурное покрытие содержит пространственный каркас 1 из соединенных в узлах 2 системы БрГТУ стержней 3, 4 поясов и раскосов,
соответственно, и установленные на опоры 5 нижние 6, 7 и расположенные над каркасом 1 верхние 8, 9 пролетные 6, 8 и контурные 7, 9 подкрепляющие элементы.
Подкрепляющие элементы 6-9 могут быть выполнены из труб (фиг.1-5) или любого другого стального профиля (на чертежах не показано).
Нижние пролетные 6 и контурные 7 подкрепляющие элементы жестко прикреплены посредством крестового монтажного столика 10 к узлам 2 нижнего пояса пространственного
каркаса 1, а верхние 8, 9 - к узлам 2 нижнего пояса, соответственно (фиг.2-5).
Пролетные подкрепляющие элементы 6, 8 размещены в средней части пространственного каркаса 1 вдоль пролета симметрично относительно оси пространственного каркаса 1
вдоль его большего размера, а контурные подкрепляющие элементы 7, 9 - параллельно подкрепляющим элементам 6, 8 по контуру пространственного каркаса 1 (фиг.1, 2).

250.

Узлы соединения полых стержней 3, 4 поясов и раскосов, оголовки которых снабжены жестко установленными в их полостях гайками 12, пространственного каркаса 1 системы
БрГТУ содержат узловые элементы верхнего и нижнего поясов в виде полых шаров 13 с отверстиями в стенках, через которые пропущены со стороны полости шаров 13 с
возможностью вкручивания в гайки 12 стержней 3, 4 болты 14 с внутренними 15 и наружными 16 шайбами и силовыми 17 и стопорными 18 гайками (фиг.4, 5)
Силовые 17 и стопорные 18 гайки размещены между шаром 13 и гайками 12 стержней 3, 4. В проектном положении стопорная гайка 18 стопорит болт 14 относительно гайки 12,
а силовая 17 - болт 12 относительно шара 13 (фиг.4, 5).
Внутренние 15 и наружные 16 шайбы выполнены со сферическими, обращенными к шару 13 поверхностями, и установлены между головками болтов 14 и внутренней
поверхностью шара 13 и наружной поверхностью шара 13 и силовыми гайками 17, соответственно.
Сборка пространственного каркаса производится в следующем порядке.
Вначале монтируются опираемые на опоры 5 нижние 6, 7 и верхние 8, 9 пролетные 6, 8 и контурные 7, 9 подкрепляющие элементы с крестовыми монтажными столиками 10.
После чего собирается нижний пояс пространственного каркаса 1 из стержней 3 нижнего пояса и узлов 2 с узловыми элементами в виде полых шаров 13, при этом узлы 2 жестко
прикрепляются посредством электросварки к монтажным столикам подкрепляющих нижних пролетных 6 и контурных 7 элементов. Затем монтируются стержни раскосов 4 и
узлы 2 верхнего пояса. На заключительном этапе монтируются стержни 3 верхнего пояса и выполняется жесткое крепление узлов 2 верхнего пояса посредством электросварки к
монтажным столикам верхних подкрепляющих пролетных 8 и контурных 9 элементов.
При сборке узлов нижнего и верхнего поясов из стержней 3, 4 и узловых элементов в виде полых шаров 13 силовые 17 и стопорные 18 гайки болтов 14 устанавливаются рядом
друг с другом и стопорятся относительно друг друга и болтов 14, при этом расстояние от торца каждого из болтов 14 до гайки 12 стержней 3, 4 должно быть равно расстоянию от
головки болта 14 до внутренней шайбы 15 в положении прижатия силовой 17 и стопорной 18 гаек с наружной шайбой 16 и внутренней шайбы 15 к полому шару 13. Стопорение
гаек 17, 18 осуществляется посредством их поворота с затягиванием навстречу друг другу. Затем, путем вращения застопоренных гаек 17, 18 с болтом 14, последний
ввинчивается в гайку 12 стержней 1 или 2 до упора гаек 18 в гайку 12, при этом головка болта 14 с шайбой 15 опирается на внутреннюю поверхность шара 13. На заключительном
этапе силовая гайка 17 вращается в обратную сторону, при застопоренных гайках 12, 18, до момента ее опирания в наружную шайбу 16 и производится стопорение болта 14
относительно полого шара 13 путем затягивания силовой гайки 17 (фиг.4, 5).
Снабжение комбинированного пространственного структурного покрытия установленными на опоры 5 и расположенными вдоль пролета жестко прикрепленными к узлам 2
нижнего пояса нижними 7 и монтированными над каркасом 1 верхними 9 контурными подкрепляющими элементами и жесткое прикрепление верхних контурных 9 и
пролетных 8 подкрепляющих элементов к узлам 2 верхнего пояса пространственного каркаса 1 позволяет избежать необходимости в установке опор 5 для опирания
пространственного каркаса 1, горизонтальных и вертикальных связей, подвесок, функции которых выполняют соединенные в узлах 2 стержни поясов 3 и раскосов 4
пространственного
каркаса 1. Исключение же из конструкции комбинированного покрытия опор 5 для опирания пространственного каркаса 1, связей и подвесок обуславливает существенное
снижение материалоемкости покрытия. Соединение между собой верхних 8 и нижних 6 пролетных подкрепляющих элементов выполняющими функции связей и собранными в
узлах 2 стержнями поясов 3 и раскосов 4 существенно повышает жесткость покрытия в направлении, перпендикулярном подкрепляющим элементам 6-9. Отсутствие опор 5
вдоль контурных поддерживающих элементов 7, 9 комбинированного пространственного структурного покрытия расширяет также область его применения, например, при
строительстве авиационных ангаров, цехов, покрытий зрелищных сооружений и т.д.

251.

Изобретение относится к способам для ремонта или укрепления существующих мостов. Известен патент на изобретение SU №1079734, МПК E01D 21/00 «Способ усиления
пролетных строений мостов». Способ усиления пролетных строений мостов, включающий установку пары неподвижных упоров по длине усиляемого элемента пролетного
строения, установку затяжки с концевыми анкерами в упоры и натяжение затяжки с последующей фиксацией концевых анкеров, отличающийся тем, что с целью снижения
трудоемкости и энергоемкости процесса усиления пролетных строений, на смежной с усиляемым строением части моста со стороны подвижной опоры опорной части
усиляемого пролетного строения закрепляют по оси затяжки съемный захват с жесткой тягой, соединяют тягу с ближайшим к захвату анкером затяжки посредством разъемного
соединения, фиксируют тягу в захвате во время прохода эксплуатационной нагрузки по усиляемому пролетному строению, фиксируют соединенный с тягой анкер затяжки на
соответствующем упоре во время разгрузки пролетного строения от эксплуатационной нагрузки, после чего повторяют поочередно операции по фиксации тяги и соединенного с
ней анкера затяжки при въезде и съезде эксплуатационной нагрузки с усиляемого пролетного строения до достижения требуемого усилия натяжения затяжки.
Недостатком данного способа является то, что этот способ ненадежность усиления пролетного строения моста.
Наиболее близким (прототип) к заявляемому изобретению является патент на изобретение РФ №2608378, МПК E01D 22/00 «Способ реконструкции и усиления
сталежелезобетонного разрезного пролетного строения напрягаемыми канатами». Способ реконструкции и усиления сталежелезобетонного разрезного пролетного строения
напрягаемыми канатами включает замену железобетонной плиты, усиление главных балок, ремонт, замену или увеличение числа устройств, объединяющих плиту с
металлоконструкциями, и усиление стенок главных балок дополнительными ребрами жесткости, при этом усиление главных балок выполняется путем установки
предварительно напрягаемых прямолинейных канатов, расположенных над нижними поясами главных балок и которые после устройства новой железобетонной плиты
остаются на балках и сохраняют выступающие за анкера концы канатов для подтяжки канатов до завершения строительных работ на пролетном строении и восстановления
расчетной грузоподъемности пролетного строения.
Недостатками данного способа является сложность производимых работ, а так же необходимость замены железобетонной плиты.
Задачей предлагаемого изобретения является создание простого способа усиления пролетного строения мостового сооружения с изменением поперечного сечения с
обеспечением надежного усиления без замены элементов мостового сооружения.
Поставленная задача решается за счет того, что способ усиления пролетного строения мостового сооружения с изменением поперечного сечения, включающий в себя усиление
главных балок путем установки и натяжения канатов. Сначала создают коробчатое сечение, путем дополнительной установки нижнего блока и закрепления его в нижней части
двух соединенных между собой Т-образных балок способом омоноличивания бетоном с объединением арматуры стыкуемых элементов. Затем усиливают пролетное строение
мостового сооружения, где сначала внутри опорных элементов двух соединенных между собой Т-образных балок в нижней их части устанавливают канаты в несколько рядов.
После чего дополнительно устанавливают канаты над верхним поясом двух соединенных между собой Т-образных балок в местах надопорной зоны пролетного строения. Далее
дополнительно устанавливают канаты над нижним блоком внутри коробчатого сечения в местах межопорной зоны пролетного строения. После этого канаты над верхним
поясом, в нижней части опорных элементов двух соединенных между собой Т-образных балок и над нижним блоком внутри коробчатого сечения натягивают. И в заключении
канаты анкеруют и бетонируют. Канаты над верхним и нижним поясом могут устанавливать непосредственно в местах, предназначенных для усиления пролетного строения,
причем для усиления надопорной зоны пролетного строения канаты устанавливают над верхним поясом, а для усиления межопорной зоны канаты устанавливают над нижним

252.

блоком внутри коробчатого сечения. При усилении пролетного строения с полыми опорными элементами Т-образных балок прямолинейные канаты устанавливают внутри
полостей опорных элементов. При усилении пролетного строения с монолитными опорными элементами Т-образных балок дополнительно пробуривают отверстия в нижней
части опорных элементов, после чего в этих отверстиях устанавливают прямолинейные канаты.
Суть заявляемого изобретения поясняется чертежами где:
На фиг. 1 - Изображены два соединенных между собой Т-образных блока с установленным нижним блоком и установленными в образованном коробчатом сечении канатами.
На фиг. 2 - Изображены места усиления пролетного строения мостового сооружения.
Известны различные способы усиления пролетных строений мостовых сооружений:
Внутренняя опалубочная форма
Способ усиления моста включает установку внутри отверстия моста съемной опалубочной формы для образования усиливающей конструкции, максимально приближенной к
форме отверстия существующего моста, заполнение полостей между съемной опалубочной формой и устоями существующего моста бетонной смесью с армированием и
образование нового пролетного строения. Вначале устанавливают фундамент - бетонное основание, далее пространство между существующими устоями моста и съемной
опалубочной формой заполняют бетонной смесью с образованием усиливающей конструкции, стенки которой, монолитно связывают с устоями существующего моста связями,
например, в виде анкерных штырей, а между низом существующего пролетного строения и верхом нового пролетного строения образован воздушный зазор, обеспечивающий
свободу прогиба существующего пролетного строения, после набора бетоном заполнения проектной прочности осуществляют разборку старого пролетного строения,
выполняют новое дорожное покрытие с его опиранием на новое пролетное строение. Технический результат изобретения состоит в обеспечении возможности нормальной
эксплуатации моста при проведении строительных работ, снижении материалоемкости конструкций усиления моста и обеспечении максимальной площади отверстия
усиленного сооружения.
Приклейка композитных материалов.
Наиболее распространенным решением при усилении балок пролетных строений мостов композитными материалами является приклейка композитной ламели к нижней грани
главных балок пролетного строения. В этом случае ламель может быть дополнительно закреплена на концах поперечными U-образными хомутами из полос композитной ткани.
Однако эти способы достаточно трудоемки и дороги. Предлагаемый способ усиления пролетного строения мостового сооружения с изменением поперечного сечения прост,
надежен, не требует замены элементов существующего пролетного строения, он сохраняет конструкцию пролетного строения, а также повышает нагрузочную способность и
надежность мостового сооружения
Способ усиления пролетного строения мостового сооружения 1 с изменением поперечного сечения 2, включающий в себя усиление главных балок 3 путем установки и
натяжения канатов 4. Сначала создают коробчатое сечение 5, путем дополнительной установки нижнего блока 6 и закрепления его в нижней части двух соединенных между
собой Т-образных балок 7 способом омоноличивания бетоном с объединением арматуры стыкуемых элементов. Затем усиливают пролетное строение мостового сооружения 1,
где сначала внутри опорных элементов 8 двух соединенных между собой Т-образных балок 7 в нижней их части устанавливают канаты 4 в несколько рядов. После чего
дополнительно устанавливают канаты 4 над верхним поясом 9 двух соединенных между собой Т-образных балок 7 в местах надопорной зоны пролетного строения 1. Далее

253.

дополнительно устанавливают канаты 4 над нижним блоком 6 внутри коробчатого сечения 5 в местах межопорной зоны 11 пролетного строения 1. После этого канаты 4 над
верхним поясом 9, в нижней части опорных элементов 8 двух соединенных между собой Т-образных балок 7 и над нижним блоком 6 внутри коробчатого сечения 5 натягивают.
И в заключении канаты 4 анкеруют и бетонируют. (см. фиг. 1)
Канаты над верхним 9 и нижним поясом 10 могут устанавливать непосредственно в местах, предназначенных для усиления пролетного строения 1, причем для усиления
надопорной зоны пролетного строения 1 канаты устанавливают над верхним поясом 9, а для усиления межопорной зоны 11 канаты 4 устанавливают над нижним блоком 6
внутри коробчатого сечения.
При усилении пролетного строения 1 с полыми опорными элементами Т-образных балок 7 прямолинейные канаты 4 устанавливают внутри полостей опорных элементов 8. При
усилении пролетного строения 1 с монолитными опорными элементами 8 Т-образных балок 7 дополнительно пробуривают отверстия в нижней части опорных элементов 8,
после чего в этих отверстиях устанавливают прямолинейные канаты 4.
Предложенный способ усиления пролетного строения мостового сооружения с изменением поперечного сечения целесообразно применять при условии обеспечения
сохранения прочности бетоном сжатой зоны. Усилие натяжения и сечение затяжки подбираются с таким расчетом, чтобы не допустить переармирования элементов.
Суть заявляемого изобретения состоит в том, что:
1. Сначала создают коробчатое сечение 5, путем дополнительной установки нижнего блока 6.
2. Закрепляют нижний блок 6 в нижней части двух соединенных между собой Т-образных балок 7 способом омоноличивания бетоном с объединением арматуры стыкуемых
элементов.
3. Затем внутри опорных элементов 8 двух соединенных между собой Т-образных балок 7 в нижней их части устанавливают канаты 4 в несколько рядов.
4. После чего дополнительно устанавливают канаты 4 над верхним поясом 9 двух соединенных между собой Т-образных балок 7 в местах надопорной зоны пролетного строения
1.
5. Далее дополнительно устанавливают канаты 4 над нижним блоком 6 внутри коробчатого сечения 5 в местах межопорной зоны 11 пролетного строения 1.
6. После этого канаты 4 над верхним поясом 9, в нижней части опорных элементов 8 двух соединенных между собой Т-образных балок 7 и над нижним блоком 6 внутри
коробчатого сечения 5 натягивают.
7. И в заключении канаты 4 анкеруют и бетонируют.

254.

На сегодняшний день, предлагаемый способ усиления пролетного строения мостового сооружения с изменением поперечного сечения достаточно актуален, так как
предлагаемые ранее способы требуют больших энергозатрат, дополнительных материалов, а также демонтажа некоторых элементов усиливаемого пролетного строения.
Промышленная применимость заключается в том, что для осуществления заявляемого способа используют известное оборудование, применяемое в различных областях и не
требующее дополнительного изготовления и доработки.
Все вышеизложенное свидетельствует о решении поставленной задачи.
Перечень позиций 1. пролетное строение мостового сооружения
2. поперечное сечение 3. главные балки 4. канаты 5. коробчатое сечение
6. нижний блок 7. Т-образная балка 8. опорные элементы
9. верхний пояс 10. нижний пояс 11. межопорной зоны пролетного строения.
Формула полезной модели способ усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов
Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов из
комбинированнох пространственных структур пролетного строения мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов , содержащее пространственный каркас из соединенных в узлах стержней поясов и раскосов и размещенные в средней части пространственного
каркаса вдоль пролета жестко прикрепленные к узлам нижнего пояса каркаса нижние и расположенные над каркасом верхние пролетные подкрепляющие элементы,
установленные на опоры, отличающееся тем, что оно снабжено установленными на опоры и расположенными вдоль пролета жестко прикрепленными к узлам нижнего пояса
нижними и монтированными над каркасом верхними контурными подкрепляющими элементами, причем верхние контурные и пролетные подкрепляющие элементы жестко
прикреплены к узлам верхнего пояса пространственного каркаса.
1. Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных ферм -балок изобретателя
Новокисловодс и Мелехина структур ( смотри : ИННОВАЦИОННАЯ РАЗРАБОТКА МОДУЛЯ "НОВОКИСЛОВОДСК" И ЕГО ЭКОНОМИЧЕСКОЕ ОБОСНОВАНИЕ
https://cyberleninka.ru/article/n/innovatsionnaya-razrabotka-modulya-novokislovodsk-i-ego-ekonomicheskoe-obosnovanie
Марутян Александр Суренович (RU) https://yandex.ru/patents/doc/RU153753U1_20150727
https://patents.s3.yandex.net/RU153753U1_20150727.pdf
УЗЛОВЫЕ СОЕДИНЕНИЯ ПЕРЕКРЕСТНО-СТЕРЖНЕВЫХ КОНСТРУКЦИЙ, ВКЛЮЧАЯ УЗЛЫ СИСТЕМЫ «НОВОКИСЛОВОДСК», И ИХ РАСЧЕТ https://msi.elpub.ru/jour/article/view/863/0
https://www.liveinternet.ru/users/russkayadruzhina/post499999227/
для сейсмоопасных районов мостового сооружения с изменением поперечного сечения, включающий усиление главных балок путем установки трехгранных ферм-балок с
упругопластическим компенсатором с отличающийся тем,

255.

При оформлении изобретения использовались изобретения блока НАТО : США, CCCP, Беларусь, Торговой компании «РФ-Россия» : №№ 2140509 E 04 H1/02, MPK E04 G 23/00
RU2043465, 2121553, Малафеев 2336399, 2021450, Насадка 2579073, SU 1823907 ( нет в общей доступности), 2534552, 2664562, 2174579, Курортный , 2597901, полезная модель
154158, Марутяна Александр Суренович г.Кисловодск №№ 153753, 2228415, 2228415, 2136822, Способ надстройки зданий №№ 2116417, 2336399, 2484219
https://dzen.ru/a/ZPwU9rZlbXapNcHI
https://t.me/resistance_test/516
Трёхгранные фермы с предварительным напряжением для плоских покрытий Е.А. Мелёхин1 , Н.В. Гончаров2 , А.Б. Малыгин1 1Московский государственный строительный
университет 2Национально исследовательский Томский Политехнический университет
http://www.ivdon.ru/uploads/article/pdf/IVD_43__5_Melekhin_Goncharov_Malygin2705.pdf_1aa1bc6691.pdf
Мелёхин Е.А. Модульные трёхгранные фермы плоских покрытий. Вестник Томского государственного архитектурно-строительного университета. 2021;23(2):6578. https://doi.org/10.31675/1607-1859-2021-23-2-65-78
https://vestnik.tsuab.ru/jour/article/view/970/722
Скачать PDF
ПОКРЫТИЕ ИЗ ТРЕХГРАННЫХ ФЕРМ
Мелёхин Евгений Анатольевич (RU)
https://rusneb.ru/catalog/000224_000128_0002627794_20170811_C1_RU/ Напряженно-деформированное состояние трехгранной фермы с неразрезными поясами пятигранного
составного профиля
Евгений Анатольевич Мелёхин https://doi.org/10.22227/2305-5502.2023.1.4
https://www.nso-journal.ru/jour/article/view/91
https://www.freepatent.ru/patents/2188287
https://edrid.ru/authors/201.dffe3.html
http://nso-journal-03.mgsu.ru/ru/component/sjarchive/issue/article.display/2023/4/556-571
https://www.litprichal.ru/work/517210/
Бодрящий ответ для организации Сейсмофонд при СПб ГАСУ
https://ppt-online.org/1300515
Расчет упругоппластического структурного сбороно разбороного моста на основе трехгранной блок-фермы
https://ppt-online.org/1299327

256.

https://rodinailismertlistru.diary.ru/p221562547_vse-dlya-fronta-vse-dlya-pobedy-predlozhenie-dlya-minstroya-zhkh-mintransu-minoborony.htm
Metod predelnogo ravnovesiya uprugoplasticheskogo rascheta SCAD staticheski neopredelimix stalnix ferm zheleznodorozhnogo mosta 538 str.docx https://disk.yandex.ru/d/wyRxGzE8rRmBA
https://rodinailismertlistru.diary.ru/p221562547_vse-dlya-fronta-vse-dlya-pobedy-predlozhenie-dlya-minstroya-zhkh-mintransu-minoborony.htm
Специальный военный вестник "Армия Защитников Отечества" №15
https://ppt-online.org/1323327
Расчет упругоппластического структурного сбороно разбороного моста на основе трехгранной блок-фермы
https://ppt-online.org/1299327
Расчет упругопластического структурного сборно-разборного моста на основе трехгранной блок-фермы
https://ppt-online.org/1297775
Секция III. Механика деформируемого твердого тела. Расчет упругопластического структурного сборно-разборного моста
https://ppt-online.org/1297382
О пригодности быстровозводимого армейского сборно-разборного автомобильного моста
https://ppt-online.org/1305281

257.

Ходатайство директору ФИПС Неретину Олегу Петровичу от ветерана боевых действий , инвалида первой группы, военного пенсионера Коваленко Александра Ивановича по
заявке на изобретение полезная модель «Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных
структур для сейсмоопасных районов» от нищенской пенсией 20 тыс руб с просьбой к Руководителю Федеральной службы по интеллектуальной собственности Юрию
Сергеевичу Зубову [email protected] тел. +7 (499) 240-60-15 (812) 6947810 Прошу прислать реквизиты для оплаты патентной пошлины для преподавателе ПГУПС,
не являющие ветеранами боевых действий, но являющие соавторами интеллектуальной собственности проф дтн ПГУПС А.М.Уздина, доц ктн О А Егорова , проф дтн Темнов
В.Г , которые будут оплачивать патентую пошлину по 100 руб в месяц , по частям , из-за тяжелого финансового положения научной интеллигенции ПГУПС, СПБ ГАСУ , Политехе
СПб [email protected] тел факс 812 694-78-10 https://t.me/resistance_test [email protected]
Ред. газета «Вестники геноцида изобретателей СССР» InfoArmZO и информ. агент «Рус Народная Дружина» RUSnarodINFO [email protected]
[email protected] [email protected]
197371, СПб, а/я газета «Земля РОССИИ» пр.Королева 30 к 1 кв 135 (812) 694-78-10
[email protected] [email protected]

258.

Ходатайство от ветерана боевых действий , инвалида первой группы по заявке на изобретение, полезная модель: «Способ усиления пролетного строения мостового
сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов»
Коваленко Александра Ивановича с нищенской пенсией 20 тыс руб с просьбой к Руководителю Федеральной службы по интеллектуальной собственности Юрию Сергеевичу
Зубову [email protected] тел. +7 (499) 240-60-15 (812) 6947810
https://t.me/resistance_test (812) 694-78-10 [email protected] karta22022056305393332gmail.com
Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов»
Е04Н9/02
датайство ко всем заявкам на полезную модель Коваленко Александра
ановича
Дата поступления 24.12.23 (921) 96267-78
ДАТАЙСТВО Об освобождении ветерана боевых действий от патентной пошлины по всем заявка на изобретение
рнуть ПРИНЯТИИ ОПЛАТЫ от пенсионера 850руб + 1650 РУБ ( зачесть за изобретение Атисейсмическое фланцевое
икционно -подвижное соединение трубопроводов для Государственному эксперту по интеллектуальной
бственности 1 категории отдела формальной экспертизы заявок на изобретение О В Коляскиной 8(499) 240-34-86.
заявки
полезную модель
пролетного
Заявка № заявки на полезную модель
3993,
М,на
Бережковская
наб 30,Способ
к 1 усиления
F 16
L 23/02 Fстроения
16 L 51/00
стового сооружения с использованием комбинированных
Изобретение Антисейсмическое
фланцевое фрикционно -подвижное
остранственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов»
соединение трубопроводов от
ps://t.me/resistance_test
[email protected]
[email protected]
исание
изобретения "Антисейсмическое
фланцевое (812)694-78-10
фрикционно -подвижное
соединение трубопроводов"
19.07.2018 F 16 L 23/02 F 16 L 51/00
едставитель:
Коваленко
Александр
Иванович
197371,
Санкт-Петерубург,
пр.
Королева
дом 30, 1 пом
витель
физические
лица
, инициатор
изобретения
общ.
«Сейсмофонд»
ОГРН
1022000000824,
ИНН135 (812)
алоги
: Патент
Великобритании
№ 1260143,
кл.адрес:
F 2 G, фиг.
2, орг
1972,
Бергер И. А. и др.
Расчет
на прочность
деталей
4-78-10
ПРЕДСТАВИТЕЛЬ
имя(57)
одного
14000780
шин. М., ОБЩИЙ
«Машиностроение»,
1966,(полное
с. 491. (54)
1. из заявителей) Андреева Анна Сергеевна ( 812 ) 694-40-33, (
1) 407-13-67

259.

рес для переписки: 197371, Санкт-Петербург, [email protected] [email protected]
вление ходатайство об освобождении от патентной пошлины ветерана боевых действий , инвалида первой группы
енной пенсионера с нищенской пенсии 20 тыс руб пред погребением Коваленко Александра Иванoвича 72 гола и
лючить из заявки на изобретение по ошибке включенных бывших соавторов из ПГУПС проф А.М.Уздина О.А
рову , проф Темновна В Н и др. Без уважения, младший сержант ВСО 597, военкор военно-полевой газеты
естник геноцида изобретателей и « органа ИА «Русская Народная Дружина » Просим признать ранее оплаченные
ентные пошлины 850 рублей к ранее уже оплаченной в связи с повышение в три раза патентной пошлины,
ласно распоряжения Д.А.Медведева в связи с кризисом + 1650 руб +850 руб за не использованное изобретение
ора сейсмоизолирующая маятниковая № 2016119967/20(031416) от 23.05.2016 авторы: Егорова О.А., RU,
исеева.И.A., RU, Коваленко А.И., RU, Темпов В.Г., RU, Уздин A.M. RU
лат произведена с пенсионной карты и с пенсии Коваленко Александр Иванович № 2202 2003 0659 2419 Просим
одатайствуем о зачете денежных средств , которые прикладываются в два чека об оплате 21.06.2018 на сумму 1400
б и 1683 руб по заявке на полезную модель № 2018105803/20 (008844) от 29.03.2018 О.В.Коляскина 8 (499) 24086 Оплат произведена Северо-Западном ПАО Сбербанке № 9055 операция 4955 от 21.06.2018 с пенсионной карты
валенко Александр Иванович № 2202 2003 0659 2419 Назначение платежа: Антисейсмическое фланцевое
икционно -подвижное соединение трубопроводов" F 16 L 23/02 Без НДС, НИОКР не облагается. согл НК РФ , ч. II,
д VII, гл 21, ст. 149, п.3 .п.п 16. Вторая карта ПАО Сбербанка № 4276 5500 4301 4011 Р.сч № 40817810955861553262
привязан к карте № 4276 5500 4301 4011 Р.сч № 40817810955861553262 и привязан к телефону (921) 407-13-67.
обретение " Опора сейсмоизолирующая "гармошка" от 27.02.2018 Авторы: Сергей Васильевич Дударев Александр
игорий Пастухов Геннадий Александрович Пастухов Елисеева Ирина Александровна , Коваленко Александр
анович Малафеев Олег Александрович
Кол- КолПриложение(я) к заявлению:
документ
об
уплате
пошлины
1
1
бедительно просим принять в зачет оплату по заявки на изобретение Антисейсмическое фланцевое фрикционно
во
во листы
для
продолжения
движное соединение трубопроводов. Сообщаем , все изобретатели убиты, умерли от «реформ» или геноцида
экз.
стр.
егархорежимом.
запрос на
поступившеее
заменяющиеОтвет
листыили
Заявления
о выдаче
патента ходатайства, можно прислать с по факсу: редакции газеты
емля РОССИИ» орган ИА "Крестьянского информационного агенство" т/ф: (812 ) 694-78-10, ( 953) 151-39-15, (953) 151
79, ( 968) 185-49-83, (999) 535-47-29, ( 953) 151-36-59 skype: zemlyarossii_2 skype: seismic_rus skype:
seismofond_1 [email protected] [email protected] [email protected]

260.

Ходатайство (указать): Ветеран боевых действий гвардии младший сержант ВСО-597 г.Маздок
обожден от уплаты патентной пошлины Коваленко Александра Ивановича Антисейсмическое
анцевое соединение фрикционно-подвижных соединений для пролетного строения моста
4Н9/02
1
1
гласно закона НК РФ Статья 333.35. Льготы для отдельных категорий физических лиц и организаций
ps://www.consultant.ru/document/cons_doc_LAW_28165/0fdf1007e795da6a669717ba6dbcaaf745730dba/
вобождение от уплаты госпошлины ветеран боевых действий
ps://www.consultant.ru/law/podborki/osvobozhdenie_ot_uplaty_gosposhliny_veteran_boevyh_dejstvij/
дпись ПАТЕНТНого ПОВЕРЕННого на общественных началах (полное имя, регистрационный номер,
стонахождение)
валенко Александр Иванович адрес: 197371, Санкт-Петербург, пр Королева 30 корп 1 кв 135 Телефон : моб (911) 17565 Факс: 812 694-78-10 [email protected]
дактор национал -патриотической , военно -полевой газеты "Вестники геноцида русского народа" » орган ИА
сская Народная Дружина ", военкор , Коваленко Александр Иванович Дата 16.12.2023 [email protected]
[email protected] (981) 886-57-42 (981) 276-49-92 Главный конструктор быстро собираемого
мейского железнодорожного моста инж-патентовед Елена Ивановна Андреева

261.

Дата поСТУПЛЕНИЯ
(21) регистрационный №
ВХОДЯЩИЙ №
оригиналов документов заявки
(85) ДАТА ПЕРЕВОДА международной заявки на национальную фазу

262.

(86)
(регистрационный номер международной
заявки и дата международной подачи,
установленные получающим ведомством)
(87)
(номер и дата международной публикации
международной заявки)
АДРЕС ДЛЯ ПЕРЕПИСКИ (полный почтовый адрес, имя или
наименование адресата)
197371, Санкт-Петербург, пр Королева 30 корп 1 кв
135 (Второй адрес 197371 СПб, а/я газета «Земля
РОССИИ» )
[email protected] (921) 962-67-78, (981) 886-57-42, (981)
276-49-92 , (911) 175-84-65 Телефон: Факс: E-mail:
[email protected] (921) - 962-67-78, (911) 175-84-65
Телефон: (812) 694-78-10 Факс:
[email protected]
E-mail:
В Федеральную службу по интеллектуальной
собственности, патентам и товарным знакам
Бережковская наб., 30, корп.1, Москва, Г-59, ГСП-5, 123995
(54) Название полезной модели Изобретение: «Способ усиления пролетного строения мостового
сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов»
Е04Н9/02

263.

Бланк заявления ПМ
(71) ЗаЯвитель (Указывается полное имя или наименование (согласно
учредительному документу), место жительство или место нахождения,
включая официальное наименование страны и полный почтовый адрес)
ОГРН
Ветеран боевых действий ( удостоверение БД № 404894 , выданное 26 июля
2021 года Минстроем ЖКХ РФ ) , инвалид первой группы , военный
пенсионер , 72 года)
Коваленко Александр Иванович - освобожден от
уплаты патентной пошлины , как ветеран боевых действий на Северном
Кавказе 1994-1995 гг
КОД страны по стандарту
ВОИС ST. 3
(если он установлен)
(74) ПРЕДСТАВИТЕЛЬ(И) ЗАЯВИТЕЛЯ
Является
Указанное(ые) ниже лицо(а) назначено(назначены) заявителем(заявителями)
для ведения
дел
по получению
патента
от его(их) имени в Федеральной
Фамилия,
имя,
отчество
(если оно
имеется)
службе по интеллектуальной собственности, патентам и товарным знакам
Патентным(и)
поверенным(и)
Факс: (812) 694-78-10
Иным представителем
Телефон: 694-78-10
лист 1
Второй адрес не основной : Адрес патентного поверенного (эксперта)
Указанное лицо является
197371, СПб пр Королева дом 30 корп 1 кв 135 А.И.Коваленко
[email protected]
(911) 175-84-65
государственным заказчиком [email protected]
муниципальным заказчиком,
т/ф (812) 694-78-10
исполнитель
Срок
представительства
работ____________________________________________________________
E-mail: [email protected]
(заполняется в( случае
иного представителя без представления
указатьназначения
наименование)
доверенности)
исполнителем работ по
государственному
муниципальному
контракту,
номер (а) патентного(ых)
заказчик работ
______________________________________________________________
Регистрационный (е)
поверенного(ых)

264.

(72) Автор (указывается полное имя)
Полный почтовый адрес места
жительства, включающий официальное
наименование страны и ее код по
стандарту ВОИС ST. 3
Коваленко Александр Иванович
Второй адрес не основной : 197371,
СПб , а/я газета «Земля РОССИИ»
[email protected]
(911) 175-84-65, тел / факс (812) 69478-10
[email protected]
Прошу освободить ветеран боевых действий от уплаты патентной пошлины Коваленко Александра
Ивановича , инвалида 1 группы по общим заболеванием (онкобольной 4-й степени) Способ усиления
пролетного строения мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных
трехгранных структур для сейсмоопасных районов» Е04Н9/02
________________________________________________________________________________________
(полное имя)
прошу не упоминать меня как автора при публикации сведений
патента.
Подпись автора
о заявке
о выдаче

265.

ПереЧень прилагаемых документов:
Кол-во л. в 1 экз.
Кол-во экз.
описание полезной модели
6
1
формула полезной модели
2
1
Нет
нет
1
1
4
1
чертеж(и) и иные материалы ( прилагаются ссылки из
социальной сети )
реферат
документ об уплате патентной пошлины (указать)
Ходатайство прикладывается об освобождении от уплаты
патентной пошлинывтенра Коваленко А И
документ, подтверждающий наличие оснований
для освобождения от уплаты патентной пошлины
для уменьшения размера патентной пошлины
для отсрочки уплаты патентной пошлины
копия первой заявки
(при испрашивании конвенционного приоритета)
перевод заявки на русский язык
доверенность
другой документ (указать)

266.

Бланк заявления ПМ
лист 2
Фигуры чертежей, предлагаемые для публикации с рефератом
______________________________________________
(указать)
ЗАЯВЛЕНИЕ НА ПРИОРИТЕТ (Заполняется только при испрашивании приоритета более раннего, чем дата
подачи заявки)
Прошу установить приоритет полезной модели по дате старой дате «Способ испытания математических
моделей зданий и сооружений и устройство для его осуществления»
1
подачи первой заявки в государстве-участнике Парижской конвенции по охране промышленной
собственности
(п.1 ст.1382 Гражданского кодекса Российской Федерации) (далее - Кодекс)
2
поступления дополнительных материалов к более ранней заявке (п.2 ст. 1381 Кодекса)
3
подачи более ранней заявки (п.3 ст.1381 Кодекса)
(более ранняя заявка считается отозванной на дату подачи настоящей заявки)
4
подачи/приоритета первоначальной заявки (п. 4 ст. 1381 Кодекса), из которой выделена настоящая
заявка
№ первой (более ранней, первоначальной) заявки
Антисейсмическое фланцевое соединение
фрикционно-подвижных соединений для пролетного
строения моста Е04Н9/02
Дата
(33) Код страны подачи
испрашиваемого
по стандарту
приоритета
08.11.2023
ВОИС ST. 3
(при испрашивании
конвенционного

267.

приоритета)
1.
2.
3.
ХОДАТАЙСТВО ЗАЯВИТЕЛЯ: Прикладывается об освобождении от государственной пошлины, как ветеран
боевых действий
начать рассмотрение международной заявки ранее установленного срока (п.1 ст. 1396 Кодекса)
Подпись
«Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием комбинированных
пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов» Е04Н9/02 Коваленко А И
Подпись заявителя или патентного поверенного, или иного представителя заявителя, дата подписи (при
подписании от имени юридического лица подпись руководителя или иного уполномоченного на это лица
удостоверяется печатью)
Бланк заявления ПМ
лист 3

268.

лата услуг ФИПС per заявки на выд патента РФ на полезную
Дата отправки 24.12.2023
дель и принятия решения по результатам формальной
пертизы госпошлина на плезн. модель "Опора
ДАТАЙСТВО
Об освобождении
от уплаты патентной
пошлины как ветеран боевых действий , согласно ст 13 Положение о
йсмоизолирующая
"гармошка" Е04Н9/02
2500.000 Заявка
шлинах
2018129421/20(047400) от 29.08.2018<неиДве тысячи 500
б Опора сейсмоизолирующая "гармошка" Зам зав отд. ФИПС
.Мурзина (499) 240-34-76
чт. адр. 197371, СПб, прю Королева дом 30 к 1 кв 135 тел
кс (812) 694-78-10
едставитель:
Коваленко
Ивановна
адрес:
197371, Санкт-Петерубург,
197371, СПб, пр. Королева дом 30 к 1 кв
витель физические
лицаЕлена
Богданова
Ирина
Александровна
и др
5 или 197371 СПб а/я «Газета Земля России»
валенко Александр Иванович
Уздин
ександр Михайлович
Егорова Ольга
ександровна
орой адрес для переписки: 197371, Санкт-Петербург, а/я газета «Земля РОССИИ» + 7 (911) 175-84-65, (921) 962-67-78,
исеев
Владик Кирилловна
2) 694-78-10
ИНОЙ
ПРЕДСТАВИТЕЛЬ (полное имя, местонахождение)
исеева Яна Кирилловна
валенко Елена Ивановна
лефон: моб: 89117626150
жиев Хасан Нажоевич
Телекс: моб: 89218718396
Факс: 3780709

269.

оводителю ФИПС г Москва 125993, Бережковская наб , 30 корп 1 ГСП -3 и гл специалисту отдела формальной экспертизы
вок на изобртения ФИПС Е.С.Нефедова тел 8 (495) 531-65-63 ,
факс: (8-495) 531-63-18, тел (8-499) 240-60-15
ЯВЛЕНИЕ О освобождении от патентной пошлины согласно пункта 13 Положение о пошлине в РФ
выдачи патента РФ на изобретение: «Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием
мбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов» Е04Н9/02
Согласно п 13 Положения о пошлинах от уплаты пошлины Федеральный институт промышленной собственности ФМПС
обождается автор полезной модели , являющийся ветераном боевых действий испрашиваемый патент
p://www.consultant.ru/document/cons_doc_LAW_82755/df190ef722d41661ade3e070a259dad5aa252656/
уплаты пошлин, указанных в пункте 12 настоящего Положения, освобождается: физическое лицо, указанное в пункте 12 ,
тоящего Положения, являющееся ветераном Великой Отечественной войны,ветераном боевых действий на территории
СР, на территории Российской Федерации и на территориях других государств (далее -ветераны боевых действий);
ллектив авторов, испрашивающихпатент на свое имя, или патентообладателей, каждый из
орыхявляется ветераном Великой Отечественной войны, ветераном «Способ усиления пролетного строения мостового
оружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов»
ошу предоставить мне льготы и освобождении от патентной пошлины согласно указанных в пункте 12
тоящего Положения, освобождается: физическое лицо, указанное в пункте 12 и пункта 1 статья 296 Налогового
Приложение(я) к заявлению:
Кол- во
Кол-во
дексадокумент
РФ о выдачи
патента
на изобретение
Северном 1Кавказе 1994-1995
гг
об уплате
пошлины
Освобожденветеран
Ветеранбоевых
боевыхдействий
действийна-письмо
1
илагается
листы для продолжения
экз.
стр.
1
1
заменяющие листы Заявления о выдаче патента
Ходатайство (указать):
дпись изобретателя
чать Дата 24.12.2023 Отправка в ФИПС Роспатент

270.

271.

ФИПС Роспатент Способ усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием комбинированных пространственных трехгранных структур для
сейсмоопасных районов
имени Владимира Путина
»
Е04Н9/02
Автор изобретений ветеран боевых действий, инвалид первой группы , ученик , аспирант ЛенЗНИИЭ, ПГУПС проф дтн ПГУПС А.М.Уздина аспирант в 72 гола Александр
Иванович Коваленко

272.

За танчиками скрыли суть происходящего Начинала писать эту статью три дня тому назад, поддавшись навязанному СМИ направлению моего внимания на негодный объект,
которое в эти дни повторяется на разные лады: танчики-Леопарды-Абрамсы… Потом вспомнила про раскрутку и навязывание мема «русский военный корабль», и чем это, в
конце концов для корабля и экипажа закончилось... Сопоставила события и поняла, что за «танчиками» спрятан очередной хитрый план, который должен быть продуман не
только на военном и медийном уровне, но и на уровне глобальных финансов, да и на сакральном уровне этот план должен иметь свое отражение. Попробую этот клубок
размотать, насколько хватит моих знаний и отчасти — фантазии, - современная действительность превосходит самые смелые фантазии.
Начнем, как водится, с того, чего не могло быть, но все-таки было.
Во-первых, Зеля слил наше фсё, публично объявив, что «царь ненастоящий»:
(https://t.me/bankrollo/)
Как бы не относится к Зеленскому, но как глава государства, он же типа относится к высшей элите и потому знает то, о чем не знают другие. И в Давосе он ясно намекнул
(https://t.me/bankrollo/11200 ), что Россией правит не Путин.
Хочу напомнить, что Зеля — клоун, кукловодом которого был И. Коломойский. Зеля крепко привязан за ниточки, а ниточки эти тянутся в сторону Днепропетровской синагоги и
дальше в Лондон Сити и МИ6. Мои подозрения относительно демарша от «пейсатых и не очень», подтвердила немедленная «обраточка» в виде «письма возмущенной
общественности» на имя Патрушева. Но думаю, что это ответ, во-первых слабый, а во вторых — ни чем не закончится, так — булькнули и сами собой утихнут: ТЭС
Правозащитная группа Торжество Здравого смысла
ОСВР пошёл в наступление на Хабад.
В своём открытом заявлении на имя Патрушева они заявляют "о недоверии всем чиновникам в органах власти России, которые являются проводниками воли, планов и
идеологии Хабада" и требуют не только "рассмотреть вопрос о признании еврейского движения Хабад иностранным агентом, признании его деятельности нежелательной на
территории России и запрете её деятельности на территории Российской Федерации в установленном законом порядке"
но и "провести проверку причастности к деятельности Хабада гражданина Путина В.В., членов Совета Безопасности РФ, Правительства РФ, Совета Федерации и депутатов
Государственной Думы РФ, работников Администрации Президента РФ, их помощников и советников, судей Верховного и Конституционного Суда РФ, а также всех лиц на
руководящих должностях в высших надзорных и силовых структурах России, всех лиц в руководстве субъектов РФ, руководстве всех официальных и федеральных СМИ,
официально опубликовать результаты этой проверки и отстранить всех причастных к деятельности этой секты от занимаемых должностей в целях предотвращения дальнейшего
ущерба интересам Российской Федерации (https://vk.com/@okc_samara-otkrytoe-zayavlenie-habad )."
Сильный и смелый PR ход. Уважаемым подписчикам ТЗС тоже бы хотелось достоверно знать про истинную роль хабадников, так заботливо окруживших обоих "президентов"
воюющих сторон.
А здравый смысл подсказывает, что роль эта далеко не последняя, если не главная. (https://www.kommersant.ru/doc/586984)

273.

Почему слезное письмо написали именно на имя Патрушева? Ходят слухи, что Патрушев, пользуясь свободным доступомк президенту, проводит многие государственные
решения. Логика подписантов, была, видимо, такова, - публичное «обнуление нашего всего» по поручению хабадников/ашкеназов сильно ослабит позиции Патрушева, который,
возможно, захочет «отомстить». Думаю, что авторы письма просчитались, - в политической верхушке обычная логикане работает, не только в российской, но и в общемировой.
Кроме того, Зеленский, сливая инфу под камеры в последнюю очередь мог подумать о Патрушеве, так как заказчики этого демарша расположены выше и Патрушева и
Зеленского и Путина.
Но «пейсатые и не очень» чего-то встрепенулисьи дернули на стрелку Пучхе, который под телекамеры вдруг вспомнил про граждан Советского Союза и роль Красной армии в
освобождении Освенцима:
Пул № 3
Путин – на встрече с главным раввином России Берлом Лазаром и президентом Федерации еврейских общин Александром Бородой: Мы с вами встречаемся в преддверии
Международного дня памяти жертв Холокоста, героев сопротивления. Из всех уничтоженных нацистами евреев большинство как раз были гражданами Советского Союза, и это
наша общая боль. Мы категорически против предания забвению преступлений подобного рода, которые не имеют срока давности. И проводим такую политику, чтобы ничего
подобного в истории человечества больше никогда не повторилось.
Знаю позицию еврейской общины России, знаю позицию государства Израиль по поводу роли и значения Красной армии в победе над нацизмом, над фашизмом, и мы это
высоко очень ценим, но – ещё раз хочу повторить – для нашего народа это имеет особое значение.
Тут надо напомнить, что Россию впервые не пригласили на памятные мероприятия посвященные Дню освобождения Освенцима наступающими частями Красной Армии в 2021
году, так что началом СВО этого демарша не прикрыть. https://rus-bel.online/politika/rossiyu-ne-priglasili..
Посольство России в Польше не получало приглашения на празднование годовщины освобождения Освенцима Красной Армией. Об этом заявил посол России в Польше Сергей
Андреев в интервью газете “Известия”.
Памятные мероприятия, посвященные 78-й годовщине освобождения Освенцима, таким образом, пройдут без России, чья армия спасла заключенных этого концлагеря.
Согласно информации, размещенной на сайте музея Аушвиц-Биркенау, площадка для проведения главного мероприятия имеет ограниченное количество мест, поэтому
приглашены, в основном, бывшие узники лагеря смерти.
До 2021 года подобные мероприятия обязательно включали в себя выступления глав дипломатических миссий Израиля и России в Польше. С прошлого года России слова не
предоставляют.
Источник: https://rus-bel.online/politika/rossiyu-ne-priglasili..
https://lentv24.ru/rossiya-ne-priglasena-na-meropriya..
Глава мемориала Петр Цивински объяснил это событиями на Украине, уточнив, что Россия впредь исключена из стран-участниц памятной церемонии, которая ежегодно
проходит на территории бывшего концлагеря.

274.

Еврейские общины Европы сильно возражали в 2021 году против исключения России из участия в памятных мероприятиях? Может, бойкотировали мероприятия из-за отказа
пригласить Россию? А пусть бы немцы с поляками на пару помянули погибших? Интересно было бы на это посмотреть, тем, кто хорошо учил историю в школе.
Зато, какой вой на болотах поднялся, когда последовал более-менее симметричный ответ на исключение России из списка приглашенных участников дня памяти жертв
холокоста, - Минпросвещения убрал из школьной программы памятную дату 27 января:
https://newsland.com/post/7515834-v-rossii-iz-shkolno..
Как же так, всполошились в Совете по правам человека (СПЧ) при президенте РФ и в Научно-просветительном центре "Холокост". И написали письмо в Минпрос. И что вы
думаете там ответили? В календаре, говорят, уже есть аналогичная памятная дата — 19 апреля, День памяти о геноциде советского народа. Шах и мат, либералы. Советские
люди и никакого вам геноцида евреев, никакого Холокоста. Вперед назад в СССР.
Заканчивается заметочка словами про «кровавую гебню» и «лишнехромасомцев», - это я цитировать не буду, кому интересно — смотрите в источнике. По прочтению источника
у меня только один вопрос — автор вообще в курсе, кто кого тогда в Европе спасал и от кого? Советские люди уж точно не виноваты в геноциде евреев, и даже «кровавая
гебня», как он выразился, и та не при делах, так что претензии автора явно не по адресу. И потом, если Россию исключили из участия в памятных мероприятиях, к нам-то какие
претензии?
А чего возмущались-то? Между собой надо определиться соплеменникам, - если «европейские партнеры» (сефарды) добились исключения России из числа приглашенных, так
зачем возмущаться, что в ответ на это проявление неуважения и неблагодарности со стороны потомков спасенных День памяти убран из школьной программы в РФ? Русские
солдаты освободили Европу от фашизма ценой своих жизней, а если освобожденная Европа предпочла об этом забыть, - это их «свободный гейропейский» выбор.
Стоитнапомнить, что еще пару лет тому назад (в том же 2021 году) МИД Израиля занимал вполне определенную и четкую позицию по данному вопросу, но почему-то своим
«европейским друзьям» мозги не вправил:
Кот Костян - официальный канал, *26.01.2023 17:25+
Пул №3
Экс-глава МИД Израиля Яир Лапид - два года назад на встрече с Лавровым: Мой отец 76 лет назад был ребенком в будапештском гетто. Он должен был умереть, но однажды
услышал, как люди говорят на языке, который он не понимал. Моя бабушка вдруг подняла голову и сказала: это русский язык, пришли русские, мы спасены! Красная армия
спасла мир от нацизма и тирании, и они спасли 13-летнего мальчика в гетто. Через три года народ России поддержал создание государства Израиль, и мы ваши должники. Мы
храним эту память, у нашего народа долгая память!
Что изменилось с тех пор? Когда Яир Лапид говорил слова благодарности русскому народу за спасение жизни, то премьер министром Израиля был Нафтали Бенет, потом полгода премьером был сам Яир Лапид, а в конце декабря 2022 года к власти вернулся открытый сатанист Биньямин Нетаньяху. Тут уж точно — спасайся, кто может.
Сатанисты имеют своей конечной целью втягивание Израиля в большую войну на Ближнем Востоке, после которой территория там станет непригодной для жизни.
Пришел к власти сатанист, и понеслась косая в чащу: какой-то провокатор устроил теракт в Иерусалиме в синагоге, аккурат в День памяти жертв холокоста. Теперь у жертв есть

275.

повод на самый жесткий ответ по арабам, от имени жертв мстить будет правительство Нетаньяху... Вот так совпало... Ответ этот последует незамедлительно:
Продолжение по ссылке: Сайт ПРАВОСУДИЯ.НЕТ: http://pravosudija.net/article/za-tanchikami-skryli-s..
http://pravosudija.net/article/za-tanchikami-skryli-s..
https://vk.com/wall-140334789_23861
https://pravosudija.net/article/za-tanchikami-skryli-sut-proishodyashchego
https://www.youtube.com/watch?v=sfQh_oAecg0
Safety and Stability Analysis of Demolition and Reconstruction of Existing Railway Bridge Piers and Caps
by
Pengxu Pan
1,
2,*
Wei Chen
and

276.

Pei Wu
2
1
Changsha Railway Survey and Design Co., Ltd., Changsha 410075, China
2
School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China
*
Author to whom correspondence should be addressed.
Appl. Sci. 2023, 13(12), 7213; https://doi.org/10.3390/app13127213
Submission received: 16 May 2023 / Revised: 9 June 2023 / Accepted: 13 June 2023 / Published: 16 June 2023
Download keyboard_arrow_down
Browse Figures
Versions Notes
Featured Application
In this paper, a bearing in situ replacement scheme for an existing busy railway bridge is proposed; its safety and stability in the critical process of construction are analyzed, and the
implementation scheme, problems, and their solutions in the actual construction are introduced, which can provide a reference for the practical application of the related projects.
Abstract
The process of bridge reconstruction often involves the demolition and reconstruction of bridge piers and caps, while most of the construction methods used in the previous bridge
reconstruction projects changed the bridge-bearing positions. In this paper, an in situ replacement scheme of bridge piers and caps is proposed, which can maintain the existing stress state
of the bridge without changing the bearing position. In order to figure out the safety and stability of the in situ replacement scheme of existing railway bridges, a steel support system
model for the removal and reconstruction of the bridge piers and caps is established by ABAQUS, according to a domestic railway bridge reconstruction project, and verified by field

277.

measurement test. Based on the model, the stress and deformation of the steel support system under a trainload are analyzed, as well as those of the bearing foundation and the
superstructure. The results show that the steel support system and steel pipe piles located directly below the line carrying the trainload are subjected to the greatest stress and
deformation. While under various load conditions, the stress and deformation of the main components in the steel support system of the in situ replacement scheme meet the design
requirements, and the structure is safe under a trainload. In addition, guided by the numerical calculation results, the implementation scheme, existing problems, and solutions of the
project are introduced in detail, which can provide a reference for similar projects.
Keywords:
reconstruction of railway bridge; in situ underpinning; numerical simulation; steel support; stress analysis
1. Introduction
In the process of water management, some existing waterways need to be dredged to expand their navigability and flood control capacity [1,2,3], which typically involves the modification
of some piers, caps, and pile foundations of the bridges, such as pile buttress replacement, pile cap reinforcement, and other alterations [4,5], which is also the key to improve the service
life of the bridges.
The applications of steel brackets are studied as follows: to check the safety of steel pipe brackets in the construction stage, Deng et al. [6] established the finite element model of steel
pipe brackets and the field-measured steel pipe stress with MIDAS software. Horyl [7] and Bobet [8] et al. used finite element software (e.g., ANSYS, ABAQUS, etc.) to study the force
characteristics of steel brackets, obtained the dynamic characteristics of steel braces, verified the expressions for structural stress and displacement, and proposed the optimal design
spacing method. Rodríguez et al. *9] proposed a specific expression for yielding steel ribs based on the convergence–confinement method, which is capable of explaining the arch behavior
and is easily used. Khalymendyk et al. [10] used a simple approach, including Kirsch equations, to analyze the stress distribution around the roadway. Rotkegel et al. [11] assessed the
impact of bearing plate dimensions on the interaction of steel arch support and rock mass based on laboratory tests and numerical calculations. Zang et al. [12,13] prefabricated steel pipe
concrete arches on the ground, feeding these arches into the ground and connecting these arches with flanges to form the roadway supports, which have a high load capacity and are
compressible. Huang et al. [14] developed a concrete-filled steel tubular support for long-term, large-scale deformation of deep roadways and verified the outstanding advantages of this
support in improving the bearing capacity and structural stability. To explore the mechanism of concrete-filled steel tubular support in deep roadways, Zhang et al. [15] compared the
mechanical performances of U-steel supports and concrete-filled steel tubular supports by theoretical calculation and numerical simulation. At present, the application fields of steel
brackets are more extensive, such as underground mine working and supporting roadways, but there is a lack of research on the application of steel support systems in the process of
bridge reconstruction.
In the field of bridge reconstruction, there are numerous studies on the major methods and stability analysis during the procedure of bridge rebuilding and construction. Fu et al. [16]
adopted the Analytic Hierarchy Process (AHP) method to analyze the multi-source data and set the early warning threshold for bridge safety in construction based on the multi-source data
of nearby construction and demolition construction of a large-span RC arch bridge in China. Han et al. [17] considered a new type of corrosion-resistant steel, A709-50CR, for girder
replacement. The reliability- and risk-based bi-objective optimizations were conducted on a multi-girder carbon steel bridge to determine when and which carbon steel girders should be
replaced under different target performance indicators. Seyed et al. [18] investigated the effects of different alternatives for superstructure and substructure systems on the progressive
collapse procedure after verifying the bridge collapse procedure. In addition, the application of restrainers at the connection of the deck to the abutment was studied as an effective
solution in order to prevent collapse propagation and minimize associated damages. Tazarv et al. [19] performed an experimental investigation to systematically determine the seismic
performance of mechanically spliced bridge columns and to develop the most comprehensive test database for these columns. Mansouri et al. [20] investigated the effects of the
earthquakes’ duration, intensity, and magnitude on the seismic response of reinforced concrete bridges retrofitted with seismic bearings. Based on the deformation coordination principle
and suspension cable theory, Huang et al. [21] proposed a practical calculation method that can calculate the load of the tower acting by a cable system in the cable lifting construction of
arch bridges, to calculate and analyze cable lifting construction more quickly and accurately. Moreover, a large-span arch bridge under construction was used as a case study, and the

278.

correctness of the calculation method was verified by measuring the displacements of the tower top. Li et al. [22] proposed using the Copula function to calculate the reliability index of the
bridge structure construction process system. The basic theory of the Copula function was introduced in detail, and the formula was improved according to the actual situation of bridge
construction. As can be seen, most of the construction methods used in the previous bridge reconstruction projects changed the bridge-bearing positions, which had an unpredictable
impact on the safety of the existing bridge and increased the disturbance to the traffic on the bridge.
Given the above-mentioned unfavorable factors and the inadequacy of existing studies, some of the alteration programs of existing railroad bridges can be optimized to bear an in situ
replacement scheme. That is, special steel sections are used at the existing railway bridge bearings instead of piers and bearing pads without changing the position of the bridge bearings
and maintaining the existing stress state of the railway bridge (Figure 1). In this scheme, the span of the girder is not changed, making the construction process and force form of the steel
support simpler. At the same time, there is minimal impact on the force of the existing railway bridge girder, which can minimize the disturbance to the ballast bed and reduce the lineblocking time. However, the deformation and stress of the steel support structure under load still need to be further studied to determine the safety and stability of this construction
scheme. Accordingly, a numerical simulation of the superstructure and support system model is carried out in this paper based on the actual bridge reconstruction project. Based on the
established model, the force and deformation of the temporary support system under the trainload, as well as the deformation of the bridge and track components supported by this
system, are investigated. The safety and stability of the construction critical process are analyzed considering the bearing capacity, stability, deflection of the steel brace, and the bearing
capacity of the braced steel pipe pile. In addition, the problems and solutions in the actual construction case are introduced, which can provide a reference for the related projects.

279.

Figure 1. Bridge pier and steel bracket system.

280.

2. Numerical Model
2.1. Finite Element Model
The model established in this paper (Figure 2) is based on a domestic railway viaduct (including the bridge of lines I, II, IV) located in a right-angle turning section of the river (Figure 3). The
distance between the I and II lines of the railway viaduct is 5 m, while the spacing between line IV and line I is 7.5 m. The bridges of the lines I and II are simple-supported girder bridges of
length (8 + 10 + 20 + 2 × 10 + 2 × 8) m, while the length of the line IV bridge is (3 × 10 + 20 + 2 × 10 + 2 × 8) m.

281.

Figure 2. Finite element model: (a) temporary steel support system; (b) superstructure.

282.

Figure 3. The bridge to be reconstructed.
The finite element model is mainly composed of the superstructure (box girder, ballast bed, rail, sleepers, etc.), temporary steel bracket system, etc. The temporary steel bracket system
structure is composed of supporting longitudinal beams, supporting cross beams, steel columns, diagonal braces, cross-linkages, temporary steel bracket bearings, and steel pipe piles from
top to bottom. The supporting longitudinal beams and supporting cross beams are made of H500 × 500 special steel with a thickness of 4 cm. The steel column is divided into two types:
side-span steel column; and middle-span common steel column. The side-span steel column has a 40 cm diameter and a 10 mm wall thickness, while the diameter of the middle-span
common steel column is 60 mm, and the wall thickness is 10 mm. The diagonal braces, cross-linkages, and longitudinal linkages are made of H300 × 200 sealed edge steel diagonal braces;
the temporary steel bracket bearing platforms are 1.5 m in height, with a width that corresponds to the original bearing platform spacing of the bridge piers. The steel pipe piles are solid
piles with a diameter of 30 cm and a length of 20 m, and the center distance between each pile is 0.7 m. Relevant material parameters are shown in Table 1 [23,24].
Table 1. Parameters of superstructure and temporary support system.
In the establishment of the ballast track finite element model, the interlocking force between ballast particles is ignored, which is considered a continuous medium and simulated by solid
elements [25,26,27]. The type of rail is CHN60, coupled to the sleepers by fasteners simulated by spring–damper element [28,29]. The type-III fastener is adopted, whose stiffness is 120
MN/m in the vertical direction, 40 MN/m in the lateral direction, and 20 MN/m in the longitudinal direction [30+. The damping is 2 × 104 N·s/m in all three directions. In the process of
establishing the finite element model, the shape of the sleeper is simplified to a regular rectangular body. The eight-node element-C3D8R is adopted to simulate the ballast, rail, and
sleeper.

283.

The bottom of the steel pipe pile is fixedly restrained, and the two ends of the bridge girder are fixedly restrained for simulating the support of the bridge piers. The ballast bed is composed
of a bulk structure, which keeps close to the bridge deck under the trainload; thus, the ballast bed and the bridge deck are bonded together by the “tie constraint”. The contact between
the rail sleepers and the ballast bed is simulated as a “surface-to-surface contact”, the normal contact is set as “hard contact”, while the Coulomb friction model with a friction coefficient
of 0.3 is adopted as the tangential contact. The supporting longitudinal beams, supporting crossbeams, steel columns, diagonal braces, and other bars are connected by continuous fillet
welds, thus setting the contact between them as a “tie restraint”.
2.2. Model Validation
To ensure that the bearing capacity of the steel pipe pile meets the requirements, a single pile-bearing capacity test is conducted. Since there is no sufficient space for loading under the
bridge, its adjacent location with the same stratum was selected for the loading test (Figure 4). In order to verify the reliability of the model, the mechanical parameters of the site soil are
selected, and the numerical simulation of the single pile static load test of the pile foundation in the established model is carried out and compared with the data measured on site. The
effect of the load at a distance from the pile is negligible, so the dimension of the soil model is set to 20 times the pile diameter in the radial direction (6 m) and 1 time the pile length in the
vertical direction (20 m). The Mohr–Coulomb constitutive model is used to simulate the soil; the material parameters are shown in Table 2.
Figure 4. Single pile bearing capacity test: (a) preparation before testing; (b) testing in progress.
Table 2. Soil mechanics parameters.
The Q-S curve is shown in Figure 5. It can be seen that there is a certain error between the measured and simulated values, which is due to the fact that the friction coefficient μ between
pile and soil used in the numerical simulation cannot be obtained accurately, but the basic trend of the simulated and measured data development is consistent, which proves the
correctness of the model.

284.

Figure 5. The Q-S curve of static load test.
2.3. Selection of Working Conditions
The engine of the train is simplified as 5 concentrated loads weighing 22 t, denoted by F, while the vehicle is simplified as a uniform load weighing 9.2 t/m, denoted by q. By comparing the
force of the bearings under different action positions of the simplified static load during train operation, the working condition with the largest concentrated force transferred from the
bearing to the lower support system is obtained, which is the most unfavorable load condition of the temporary steel bracket structure.
The train operation is divided into the following four working conditions to determine the most unfavorable load condition for the steel support structure: the fourth axle operates at the
rightmost end of the first span; the fifth axle operates at the rightmost end of the first span; the fifth axle is 1.5 m from the rightmost end of the first span; and the fifth axle is 3 m from the
rightmost end of the first span. The concentrated forces transmitted downward from the temporary support of the box girder under the four working conditions are calculated, as shown in
Table 3.
Table 3. Concentrated force at temporary support.

285.

In summary, the maximum total concentrated force transmitted downward from the temporary support under working condition 2 is the largest, which means the fifth axle operates at the
rightmost end of the first span is the most unfavorable load position of the temporary steel support structure; thus, the stress state is selected for subsequent calculation. The distribution
of the trainload in this working condition is shown in Figure 6. In the process of simulation, the trainload is applied in the form of a static load. A pressure of 9.07 × 105 N/m2 is applied in
the region where the uniform load q acts as shown in Figure 6, while a concentrated force of value 110,000 N is applied in each of the five places where the concentrated force F acts as
shown in Figure 6.
Figure 6. Distribution of trainload.
3. Force Analysis of Steel Bracket
The cases of the most unfavorable trainload acting on each of the three lines of this bridge are considered and classified as follows (Figure 7): Case 1: trainload applied on line I; Case 2:
trainload applied on line II; Case 3: trainload applied on line IV. The maximum stress of each component in the support system under the three cases is obtained through finite element
calculation and analysis, as shown in Table 4.

286.

Figure 7. Diagram of working conditions.
Table 4. Maximum stress of each component in steel support system.
From Table 4:
(1)
The middle-span steel columns directly bear the trainload transferred by the supporting longitudinal beam and cross-beam when the trainload operates on line I and line II, whereas the
trainload acting on line IV has no direct effect on the middle-span steel columns, which only bear the self-weight generated by the superstructure, so the maximum stress of the middlespan steel columns under case 3 is 35% of that under case 1 and 2;

287.

(2)
The diagonal braces are subjected to the greatest stress among the components in the three cases, whose maximum stress is less than the yield strength of Q235 steel [31], indicating that
the entire steel bracket system is in an elastic stage under the trainload, which means that the bracket design can meet the safety requirements.
The stress condition of the steel pipe piles can reflect the force law of the bridge and steel support system structure under the trainload for the train, and the superstructure load is mostly
passed from the steel pipe piles to the foundation. Figure 8 illustrates the analysis of the stress and displacement cloud diagram of the steel pipe piles in each case. The maximum stress of
the steel pipe pile is σmax=6.65 MPa < fd=215 MPa
, which meets the design requirements. Under these cases, the steel pipe piles located directly below the line of the trainload are subjected to the greatest force. The maximum stress
appears at the bottom of the pile, while the maximum displacement appears at the top of the pile, and the magnitude of stress and displacement of the steel pipe piles decreases from the
area affected by the trainload to both sides.

288.

Figure 8. Cloud diagram of steel pipe pile: (a) stress in case 1 (Unit: Pa); (b) displacement in case 1 (Unit: m); (c) stress in case 2 (Unit: Pa); (d) displacement in case 2 (Unit: m); (e) stress in
case 3 (Unit: Pa); (f) displacement in case 3 (Unit: m).
The steel structure is permitted to deflect up to 1/400 of its span length under the effect of constant load and live load [31]. The allowable deflection of the supporting longitudinal beam in
the temporary support is 2800/400 = 7 mm, and the allowable deflection of the supporting cross beam is 5000/400 = 12.5 mm. The maximum deflections of the longitudinal beams and
cross beams, respectively, are 2.13 mm and 2.05 mm, which are less than the allowable deflection and satisfy the requirements from Table 5.
Table 5. Deflection of longitudinal beam and cross beam.

289.

The comparison of case 1 and case 2 demonstrates that the maximum deflection of the longitudinal beams in line IV is 2.07 times and 1.82 times that in line I and line II, respectively, due to
a greater distance between the two intersection points of the longitudinal beams and the supporting crossbeams below. At the same time, there are 60 cm diameter middle-span steel
columns in the steel brackets under lines I and II to share the force of the side-span steel columns and diagonal braces, which enhances the stiffness of the brackets. As a result, the
maximum deflection of the cross beam is 47% of what it is in case 3.
The stress and displacement cloud diagrams of the bearing under the trainload are depicted in Figure 9, in which the maximum longitudinal compressive stress of the bearings under the 3
cases is 0.402 MPa, 0.361 MPa, and 0.348 MPa, and the maximum tensile stress is 0.272 MPa, 0.276 MPa, and 0.343 MPa, respectively. The area of the bearing platforms attached to the
steel columns below the train line of action presents a noticeable rise in stress, and the stress away from this area gradually declines. The maximum stress is lower than the tensile and
compressive strengths of concrete. The bearing platform directly subjected to the trainload appears to have the largest displacement with maximum deformation of 0.9155 mm, 1.189 mm,
and 1.664 mm, respectively.
Figure 9. Cloud diagram of bearing: (a) stress in case 1 (Unit: Pa); (b) displacement in case 1 (Unit: m); (c) stress in case 2 (Unit: Pa); (d) displacement in case 2 (Unit: m); (e) stress in case 3
(Unit: Pa); (f) displacement in case 3 (Unit: m).
4. Displacement and Stress of Bridge and Track Components

290.

Table 6 demonstrates the displacement analysis results of the track structure and the box girder, indicating that in the identical case, the displacement of the superstructure has a certain
correlation with its substructure under the force of its own gravity; consequently, the displacements of the components in the track structure remain essentially the same as those of the
box girder. In cases 1 and 2, the displacements of each component are smaller than those in case 3, suggesting that the overall stiffness of the supporting structure in line I and line II is
higher than that in line IV.
Table 6. Maximum displacement and stress of each component.
The maximum tensile and compressive stress of the track components is below the strength limit, which is not significantly different in all three cases, according to the results of the stress
analysis in Table 6. At the same time, the stress of the ballast bed in condition 3 is greater than that in condition 1 and condition 2. By comparing its displacement value in different
conditions, it can be seen that this is mostly caused by the larger displacement and deformation of the ballast bed in condition 3, thus causing a compressive stress value 1.46 times those
in conditions 1 and 2.
The results of the numerical simulation for stress and displacement of bridge and track structure under case 1 are shown in Figure 10. Among them, the maximum tensile and compressive
stress appears at the point of concentrated force action in the rail. Meanwhile, the displacement of the rail structure in the line under trainload action is significantly greater than those in
other lines.
Figure 10. Cloud diagram of bridge and track structure: (a) the region with a larger concentration of stress; (Unit: Pa) (b) Displacement in case 1 (Unit: m).
5. Technical Solutions for On-Site Construction
5.1. Railroad Bridge Bearing In Situ Bracket Replacement Technology
The construction process of railway bridge-bearing support replacement is as follows: reinforcing existing piers, constructing steel pipe piles → constructing support bearings → installing
temporary steel support → blocking railway for bearing support beams installation construction → cutting and removing existing pier bearings in pieces → excavating the pier pit → pouring
pier bearing reinforcement concrete → pouring pier reinforcement concrete → pouring pier cap reinforcement concrete → cutting bearing bracket replacement beam, removing temporary
steel bracket → completion and acceptance.
5.1.1. Construction of Steel Pipe Pile

291.

The steel pipe piles are mainly divided into existing bridge pier reinforcement steel pipe piles and temporary support steel pipe piles. The construction process is as follows: leveling site →
processing steel pipe piles → measuring and positioning →aligning the drilling rig → drilling → drill-hole finished → cleaning the hole → lowering the steel pipe → secondary hole cleaning
→ filling cement slurry until pure cement slurry flows out of the hole → dumping stones inside the steel pipe piles and pounding.
5.1.2. Construction of Temporary Steel Bracket
The temporary steel bracket (Figure 11) is composed of steel columns and a support system, whose composition is as follows from bottom to top: φ30 cm steel pipe pile foundation →
temporary steel bracket bearing platform → φ40 (φ60) cm steel columns → H500 × 500 steel cross beams → H500 × 500 steel longitudinal beams → bearing.
Figure 11. Construction of steel support.
The erection of steel brackets can be completed in two parts, the installation of steel columns and the construction of the support system.
The steel column is installed by the bracket. The components are moved to the vicinity of the installation site manually after they have been lifted by the crane and unloaded outside the
projection range of the bridge deck. After erecting the bracket above it and placing the crossbeam to hang the lifting zipper pulley, it will be straightened and welded with the pre-built
parts of the foundation.
The installation of the support system is based on the bottom-to-top method. The procedure of transverse support erection is as follows: constructing the steel columns → erecting the
bottom connecting beams → erecting the connecting beams at the top of the steel columns → linking the inclined bracing system between the steel columns. The steel bracing rods should
be connected by continuous fillet welds, the weld size of which is 8 mm for the continuous beam bracing and 10 mm for the continuous rigid bracing.

292.

5.1.3. Replacement Construction of the Bridge-Bearing Bracket
The center spacing of φ30 cm steel pipe piles is 0.7 m. The steel skeleton is welded on top of the steel pipe piles, which is coupled with the temporary steel bracket-bearing foundation as a
whole. Pre-buried bolts are needed to fix the steel columns on the top surface of the temporary bracket foundation, and the steel columns are reinforced with longitudinal and horizontal
rods to ensure stability. The flange is set at the top of the steel column for placing the crossbeams (vertical line direction) fixed by a block welded to the flange.
Temporary bearings are positioned on the bracket replacement longitudinal beam corresponding to the original bridge-bearing position to hold up the railway bridge. The original railway
bridge bearing (or the same type as the original bearing) is chosen as the temporary bearing (Figure 12).
Figure 12. Replacement construction of longitudinal beams.
After each longitudinal beam has been installed, the gap between the bottom of the longitudinal beams and the old bridge piers should be stuffed with triangular wood before opening the
line. After all the longitudinal beams are installed on one pier, the triangular wood at the bottom of the longitudinal beams should be removed so that each longitudinal beam can be
stressed at the same time. After all the longitudinal beams of a pier are installed, remove the triangular wood from the bottom of the longitudinal beams, allowing each longitudinal beam
to bear the force simultaneously.
In the process of bridge jacking, the force applied to the hydraulic jacks gradually increases to 1100 kN to hold up the railway bridge, which can ensure that the bridge will not fall or tilt
during the cutting process, and then, the concrete block-cutting operation can be carried out.
5.1.4. Demolition of Old Bridge Piers and Bearings

293.

The support will transfer all the load to the steel columns through the bracket replacement longitudinal beams and cross beams after the steel bracket has been entirely assembled, and
then, the load is transmitted to the bracket steel pipe piles through the bracket bearing platform. By this time, the old piers and bearings will no longer be subjected to the upper load,
allowing for the removal of piers and bearings in slow time outside the blocking point (Figure 13).
Figure 13. Pier cutting.
5.1.5. Newly Constructed Piers and Abutments
Tie the bearing reinforcement, pour concrete, and rebuild the foundation of the bridge pier bearings according to the design requirements after excavating the foundation pit of the new
bridge pier bearings (Figure 14). The bracket replacement steel longitudinal beams are embedded in the new pier cap, becoming a part of the new pier columns, and the temporary steel
bracket is removed after the reconstruction of the new piers.

294.

Figure 14. Reconstruction of abutments and piers.
5.2. Problems and Solutions of In Situ Replacement Construction
5.2.1. Narrow Operating Space
The construction operation is relatively difficult due to the limited space for installing bearing bracket replacement steel beams, removing existing piers, and transiting operations. Part of
the space in the pier cap concrete of the new bridge is occupied by the support bracket replacement steel beams. To ensure normal railway traffic, the support bracket replacement steel
beams will be cast in the new pier cap concrete of the bridge to form a permanent structural system.
The above negative conditions are analyzed in detail and overcome by implementing special technical measures, such as arranging the replacement construction operations in accordance
with the railway blocking conditions, decomposing the steps of cutting the concrete of the existing pier caps, wearing beams, and reinforcing to guarantee that the entire blocking
operation is carried out in an orderly manner; increasing the concrete strength level of the new piers minimizes the impact caused by train vibration.
5.2.2. Construction of Steel Pipe Piles Encountering Underground Obstacles
The underground situation is rather complicated due to the underlying obstacles encountered in the location of the steel pipe piles on the river side of the construction line, which leads to
the inability to drive piles despite various attempts at the site. After reporting to the design unit and obtaining consent, the steel pipe piles on the south and north sides of the bearing
platforms are canceled and replaced with the temporary, braced-steel pipe piles on the east and west sides in equal numbers (Figure 15), and the final hole elevation of the braced steel
pipe piles and the reinforced steel pipe piles of the bearing platform is the same, which means that the bearing capacity of the piles is identical.

295.

Figure 15. Construction of steel pipe piles.
The reinforcement program of 4# pier bearing in line I is modified as follows: firstly, anchoring 4 temporary bracket steel pipe piles on each side of the east and west sides into the new
bearing (Figure 16); pouring a new bearing, which measures 5.2 m (long) × 3.685 m (width) × 2 m (height); then, when the entire replacement construction is accomplished, remove the
steel brackets from lines II and IV while still retaining the steel brackets in line I after the pier cap concrete has reached the design strength and the pier force has been restored. After that,
the 4 steel pipe piles in the second row of the east and west sides will be cut out; the new 4# pier bearing in line I will then be widened and reinforced by means of enlarging 70 cm on each
of the east and west sides and anchoring 8 steel pipe piles into it. Finally, backfill the pit and then remove the steel support of line I after the concrete in the widened portion of the bearing
platform reaches the design strength.

296.

Figure 16. Connection process of steel pipe pile and bearing.
The reinforcement program of the pier bearing in line IV 5# is modified as follows: Anchor 12 temporary bracket steel pipe piles on each side of the east and west sides into the new
bearing, pouring a new bearing, which measures 8.4 m (long) × 5.3 m (width) × 2 m (height). Backfill the pit and then remove the steel support of line IV after the concrete in the widened
portion of the bearing platform reaches the design strength.
5.2.3. Negative Impact on Other Structural Members
Demolition of old bridge piers and bearings is a comprehensive and systematic project, which could have a negative impact on other structural members due to the influencing impact
force. In order to minimize the negative impact on the structure, the monitoring of the overall bridge form, structural displacement, internal forces at important nodes, and foundation
settlement are key steps to ensure that the construction process is carried out safely.
The controlling of the displacement includes two stages, during the construction process and after the construction is completed. The former is to ensure that the displacement value is
within the controllable range in strict accordance with the relevant requirements of the drawings and specifications during the construction process. The latter is to monitor whether the
displacement will exceed the limit value after the construction is finished to ensure the safety of the bridge.

297.

In terms of stress, control the stress of each structure during the construction process, monitor the local stress at the most unfavorable stress location, and understand its stress
characteristics through the stress changes at the monitoring points.
6. Conclusions
To study the stability and safety of the steel support system for the demolition and reconstruction of the bridge pier bearing, the deformation and stress of the components under the
trainload are analyzed, and the detailed presentation of the on-site construction cases, the following conclusions are obtained:
(1)
The stress and deformation of the main components of the steel bracket system meet the design requirements in each load condition, which means the safety and stability of the structure
can be guaranteed;
(2)
For the stress and displacement distribution of the steel pipe pile under the trainload, the maximum stress appears at the bottom of the pile, while the maximum displacement appears at
the top of the pile, and the magnitude of stress and displacement of the steel pipe pile decreases from the area of the trainload to both sides;
(3)
The greater the distance between the two intersection points of the longitudinal beam and its supporting crossbeams below, the larger the deflection of the longitudinal beam above it;
(4)
Due to the presence of the middle-span steel column, the overall stiffness of the supporting structure under line I and line II is higher than that under line IV;
(5)
The railway bridge-bearing in situ replacement construction plan has little impact on the existing railway bridge girders, and the steel bracket is simple in force form, but there are also
corresponding problems in the process of construction operations that must be addressed by applying various safeguard measures to maximize the superiority of this construction plan.
Author Contributions
Conceptualization, P.P. and W.C.; funding acquisition, W.C.; methodology, P.P.; software, W.C. and P.W.; validation, P.P. and P.W.; formal analysis: P.W.; investigation: P.P.; visualization:
W.C.; writing—original draft, P.W.; writing—review and editing, W.C. All authors have read and agreed to the published version of the manuscript.
Funding
This work was supported by the Natural Science Foundation of Hunan Province [grant number 2022JJ30715].
Institutional Review Board Statement
Not applicable.
Informed Consent Statement

298.

Not applicable.
Data Availability Statement
The data presented in this study may be available on reasonable request from the corresponding author.
Conflicts of Interest
The authors declare no conflict of interest.
References
Cook, W.; Paul, J.B.; Marvin, W.H. Bridge failure rate. J. Perform. Constr. Facil. 2013, 29, 04014080. [Google Scholar] [CrossRef]
Mitoulis, S.A.; Argyroudis, S.A.; Loli, M.; Imam, B. Restoration models for quantifying flood resilience of bridges. Eng. Struct. 2021, 238, 112180. [Google Scholar] [CrossRef]
Pejovid, J.; Serdar, N.; Pejovid, R. Damage assessment of road bridges caused by extreme streamflow in Montenegro: Reconstruction and structural upgrading. Buildings 2022, 12, 810.
[Google Scholar] [CrossRef]
Yuan, Z.W. Study on reconstruction technology for river-crossing multi-span bridge on railway operating line. Railw. Constr. Technol. 2019, 5, 56–59+89. (In Chinese) [Google Scholar]
Wang, J. Application of bridge demolition technique in reconstruction and expansion engineering of expressway. Transp. Res. 2014, 42, 156–159. (In Chinese) [Google Scholar] [CrossRef]
Deng, D.Y.; Zhang, X.Q.; Chen, Z.; Yang, G.F.; Lu, J.X. Study on force of steel bracket for construction of large span and wide steel box girder. IOP Conf. Ser. Mat. Sci. Eng. 2019, 490, 032013.
[Google Scholar] [CrossRef]
Horyl, P.; Špupárek, R. Behaviour of steel arch supports under dynamic effects of rockbursts. Min. Technol. 2007, 116, 119–128. [Google Scholar] [CrossRef]
Bobet, A.; Yu, H.T. Full stress and displacement fields for steel-lined deep pressure tunnels in transversely anisotropic rock. Tunn. Undergr. Space Technol. 2016, 56, 125–135. [Google
Scholar] [CrossRef][Green Version]
Rodríguez, R.; Díaz-Aguado, M.B. Deduction and use of an analytical expression for the characteristic curve of a support based on yielding steel ribs. Tunn. Undergr. Space Technol. 2013,
33, 159–170. [Google Scholar] [CrossRef]
Khalymendyk, I.; Baryshnikov, A. The mechanism of roadway deformation in conditions of laminated rocks. J. Sustain. Min. 2018, 17, 41–47. [Google Scholar] [CrossRef]
Rotkegel, M.; Bock, S. Impact of bearing plates dimensions on interaction of mine workings support and rock mass. J. Sustain. Min. 2015, 14, 12–20. [Google Scholar] [CrossRef][Green
Version]
Zang, D.S.; Li, A.Q. Study on concrete-filled steel tube supports. Chin. J. Geotech. Eng. 2001, 23, 342–344. (In Chinese) [Google Scholar]
Zang, D.S.; Wei, L. Research and lab test of steel tube concrete support. Mine Constr. Technol. 2001, 6, 25–28. (In Chinese) [Google Scholar]
Huang, W.P.; Yuan, Q.; Tan, Y.L.; Wang, J.; Liu, G.L.; Qu, G.L.; Li, C. An innovative support technology employing a concrete-filled steel tubular structure for a 1000-m-deep roadway in a high
in situ stress field. Tunn. Undergr. Space Technol. 2018, 73, 26–36. [Google Scholar] [CrossRef]

299.

Zhang, J.P.; Liu, L.M.; Cao, J.Z.; Yan, X.; Zhang, F.T. Mechanism and application of concrete-filled steel tubular support in deep and high stress roadway. Constr. Build. Mater. 2018, 186, 233–
246. [Google Scholar] [CrossRef]
Fu, M.Z.; Liang, Y.X.; Feng, Q.S.; Wu, B.T.; Tang, G.X. Research on the application of multi-source data analysis for bridge safety monitoring in the reconstruction and demolition process.
Buildings 2022, 12, 1195. [Google Scholar] [CrossRef]
Han, X.; Yang, D.Y.; Frangopol, D.M. Optimum maintenance of deteriorated steel bridges using corrosion resistant steel based on system reliability and life-cycle cost. Eng. Struct. 2021, 243,
112633. [Google Scholar] [CrossRef]
Seyed, K.A.; Akbari, R.; Maalek, S.; Gharighoran, A. Assessment of design and retrofitting solutions on the progressive collapse of Hongqi Bridge. Shock Vib. 2020, 2020, 4932721. [Google
Scholar] [CrossRef]
Tazarv, M.; Sjurseth, T.; Greeneway, E.; Hart, K.; LaVoy, M.; Wehbe, N. Experimental studies on seismic performance of mechanically spliced precast bridge columns. J. Bridge Eng. 2022, 27,
0001948. [Google Scholar] [CrossRef]
Mansouri, S.; Kontoni, D.P.N.; Pouraminian, M. The effects of the duration, intensity and magnitude of far-fault earthquakes on the seismic response of RC bridges retrofitted with seismic
bearings. Adv. Bridge Eng. 2022, 3, 19. [Google Scholar] [CrossRef]
Huang, Q.; Wu, X.G.; Zhang, Y.F.; Ma, M. Proposed new analytical method of tower load in large-span arch bridge cable lifting construction. Appl. Sci. 2022, 12, 9373. [Google Scholar]
[CrossRef]
Li, Q.F.; Zhang, T.J. Research on the reliability of bridge structure construction process system based on copula theory. Appl. Sci. 2022, 12, 8137. [Google Scholar] [CrossRef]
Tan, S.Y. Study on Vibration Transfer Characteristics and Structure Selection of Railway Track in Active Fault Zone Tunnels. Master’s Thesis, Beijing Jiaotong University, Beijing, China, 2017.
(In Chinese). [Google Scholar]
Qi, W.; Cao, Y.; Zhao, Z.H.; Mo, H.Y. Research on the influence of track gauge on stress characteristics of track structure. Railw. Eng. 2020, 60, 131–134. (In Chinese) [Google Scholar]
Galvín, P.; François, S.; Schevenels, M.; Bongini, E.; Degrande, G.; Lombaert, G. A 2.5D coupled FE-BE model for the prediction of railway induced vibrations. Soil Dyn. Earthq. Eng. 2010, 30,
1500–1512. [Google Scholar] [CrossRef][Green Version]
Costa, P.A.; Calçada, R.; Cardoso, A.S. Ballast mats for the reduction of railway traffic vibrations. Numerical study. Soil Dyn. Earthq. Eng. 2012, 42, 137–150. [Google Scholar] [CrossRef]
Cai, X.P.; Tan, S.Y.; Shen, Y.P.; Cai, X.H. Dynamic analysis of laying elastic sleeper on ballast track in tunnel. J. China Railw. Soc. 2018, 40, 87–93. (In Chinese) [Google Scholar]
Pan, L.; Xu, L.; Chen, X.M.; Zhu, Z.X. Curved ballasted track-vehicle dynamic interaction: Effects of curve radius and track structural nonlinearity. J. Comput. Nonlinear Dynam. 2021, 16,
071004. [Google Scholar] [CrossRef]
Lee, J.; Oh, K.; Park, Y.; Choi, J. Study on the applicability of dynamic factor standards by comparison of spring constant based dynamic factor of ballasted and concrete track structures.
Appl. Sci. 2020, 10, 8361. [Google Scholar] [CrossRef]
Cai, X.P.; Zhong, Y.L.; Hao, X.C.; Zhang, Y.R.; Cui, R.X. Dynamic behavior of a polyurethane foam solidified ballasted track in a heavy haul railway tunnel. Adv. Struct. Eng. 2019, 22, 751–764.
[Google Scholar] [CrossRef]

300.

Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People’s Republic of China. Standard for Design of Steel Structures, 1st ed.; China Architecture & Building Press: Beijing, China,
2018. (In Chinese)
Disclaimer/Publisher’s Note: The statements, opinions and data contained in all publications are solely those of the individual author(s) and contributor(s) and not of MDPI and/or the
editor(s). MDPI and/or the editor(s) disclaim responsibility for any injury to people or property resulting from any ideas, methods, instructions or products referred to in the content.
© 2023 by the authors. Licensee MDPI, Basel, Switzerland. This article is an open access article distributed under the terms and conditions of the Creative Commons Attribution (CC BY)
license (https://creativecommons.org/licenses/by/4.0/).
Share and Cite
MDPI and ACS Style
Pan, P.; Chen, W.; Wu, P. Safety and Stability Analysis of Demolition and Reconstruction of Existing Railway Bridge Piers and Caps. Appl. Sci. 2023, 13, 7213.
https://doi.org/10.3390/app13127213
AMA Style
Pan P, Chen W, Wu P. Safety and Stability Analysis of Demolition and Reconstruction of Existing Railway Bridge Piers and Caps. Applied Sciences. 2023; 13(12):7213.
https://doi.org/10.3390/app13127213
Chicago/Turabian Style
Pan, Pengxu, Wei Chen, and Pei Wu. 2023. "Safety and Stability Analysis of Demolition and Reconstruction of Existing Railway Bridge Piers and Caps" Applied Sciences 13, no. 12: 7213.
https://doi.org/10.3390/app13127213
Note that from the first issue of 2016, this journal uses article numbers instead of page numbers. See further details here.
Article Metrics
Citations
Crossref
1
Scopus
1

301.

Google Scholar
[click to view]
Article Access Statistics
Article access statisticsArticle Views26. Sep27. Sep28. Sep29. Sep30. Sep1. Oct2. Oct3. Oct4. Oct5. Oct6. Oct7. Oct8. Oct9. Oct10. Oct11. Oct12. Oct13. Oct14. Oct15. Oct16. Oct17. Oct18.
Oct19. Oct20. Oct21. Oct22. Oct23. Oct24. Oct25. Oct26. Oct27. Oct28. Oct29. Oct30. Oct31. Oct1. Nov2. Nov3. Nov4. Nov5. Nov6. Nov7. Nov8. Nov9. Nov10. Nov11. Nov12. Nov13. Nov14.
Nov15. Nov16. Nov17. Nov18. Nov19. Nov20. Nov21. Nov22. Nov23. Nov24. Nov25. Nov26. Nov27. Nov28. Nov29. Nov30. Nov1. Dec2. Dec3. Dec4. Dec5. Dec6. Dec7. Dec8. Dec9. Dec10.
Dec11. Dec12. Dec13. Dec14. Dec15. Dec16. Dec17. Dec18. Dec19. Dec20. Dec21. Dec22. Dec23. Dec24. Dec050010001500
6. NovSum: 1029Daily views: 7
For more information on the journal statistics, click here.
Multiple requests from the same IP address are counted as one view.
https://www.mdpi.com/2076-3417/13/12/7213
1,*,
2 and
Christiana Emilia Cazacu

302.

Mircea Conțiu
2,*
1
Viacon Romania SRL, 507165 Prejmer, Romania
2
Civil Engineering Department, Faculty of Civil Engineering, Transilvania University of Brașov, 500152 Brașov, Romania
*
Authors to whom correspondence should be addressed.
Sustainability 2023, 15(7), 6200; https://doi.org/10.3390/su15076200
Submission received: 5 February 2023 / Revised: 30 March 2023 / Accepted: 31 March 2023 / Published: 4 April 2023
(This article belongs to the Special Issue Construction Materials for Safe and Sustainable Built Structures)
Download keyboard_arrow_down
Browse Figures
Versions Notes
Abstract
The objective of the project was the rehabilitation and expansion of one bridge, located on the DN28 (a national road) in Sarca, Iasi County. The solution includes an atypical use of the
flexible galvanized steel structure. The main challenge in this case was to finish the works without any traffic interruption on this section of the national road, as well as the assembly of the
said corrugated steel structure under the existing bridge. The work was executed in record time and with reduced costs in comparison with the classic alternative solutions, such as
concrete bridges. The paper highlights practical aspects from the key moments of the project and presents the major challenges and how they were solved for both the design and the
construction stages.
Keywords:

303.

flexible steel structures; buried steel bridge; corrugated steel plates; bridge repair; bridge retrofit; rehabilitation
1. Introduction
Ever since Roman times, the arch has been highlighted as one of the most efficient structural systems, combining a very rational use of materials with a suitable structural behavior and
pleasing aesthetics. A testament to the durability and structural robustness of arch structural systems are the numerous roman arches still standing today. Although romans used masonry
and wood for the construction of bridges, only the masonry bridges survived, such as the bridge over the Tagus River in Alcantara, Spain which is almost 2000 years old [1].
Today’s bridge solutions make use of modern materials, such as concrete and steel which are continuously developed and improved. This allowed the design to reach superior slenderness,
decreasing the cross-section size and, implicitly, the material quantities even further.
Modern arch bridges are typically reserved for medium-to-long span bridges. Concrete arch bridges are recommended in the 50–400 m span range, while steel arches can even reach spans
of 600 m [2]. Recently, buried arch bridges have also been used for small span as an alternative to traditional bridge solutions. Concrete and steel solutions may be applied.
The buried concrete arch bridges are perfectly suited to prefabrication due to their small element sizes and weights, which makes them a very attractive solution for small spans. Various
systems (e.g., BEBO Beton Bogen, NUCON, Flexi-Arch, Pearl-Chain concrete arch bridge, PCASO precast concrete buried arch bridge with steel outriggers) have been designed and built
[3,4,5,6,7]. Detailed studies on their structural behavior have also been conducted, with measurements on in-service structures [4,6,8,9,10].
Flexible steel structures, made from thin corrugated steel plates, constitute an efficient alternative to traditional bridges and culverts [11,12]. This solution has been in use since the 1960s
[13] due to its reduced price and construction time [14]. Studies on deterioration mechanisms, service life estimation and rehabilitation approaches consolidated their application as
efficient infrastructure solution and proved that a service life of 100 years could be reached through the application of adequate coating systems [15,16,17].
The corrugated steel structure itself is extremely flexible and is only able to handle the design loads (its self-weight, that of the soil fill and live loads) due to the interaction with the
surrounding soil, which makes the compression around the structure redistribute to a uniform ring [18]. This theory remains at the basis of the design for this type of structures even today
and is included in most norms and specifications [19] such as AASHTO LRFD Bridge Design Specifications [20] or the Ontario Highway Bridge Design Code (OHBDC) [21].
The problem of the soil-structure interaction has been extensively studied, using both theoretical models and full-scale tests. The execution of the backfill is carried out in small steps and
represents, probably when the structure is at its weakest and most vulnerable. Several studies [22,23,24] focus precisely on that. The behavior of the finished structure under static traffic
loads has been evaluated in multiple studies [25,26,27], while fewer considered dynamic loads [28,29,30,31,32].
This kind of structure proved to be so efficient that applications in other areas, such as tunnels [33,34] and in retrofitting existing bridges, were considered, extending them way beyond
their original scope.
As sustainability has become one of the main goals of our society today, a spotlight has been pointed at the construction industry, which, according to United Nations Environment
Program, is estimated to generate 39% of the world’s gross annual carbon emissions. As the population of the planet continues to rise, there is no real way to stop the continued growth of
the construction sector. Thus, focus has been shifted towards researching and applying environmentally friendly solutions. In comparison with the concrete bridge solutions that are
typically used for the 2–25 m span range, the corrugated flexible steel structures offer the same functionality (load bearing capacity, life span, etc.), but with a reduced carbon footprint due
to the more environmentally friendly material (steel) and the reduced quantities (the structure is made out of thin corrugated steel plates). In this solution, concrete may be used for the
foundations, which are only required for spans larger than 8–10 m.

304.

The demolition and reconstruction of old structures uses a massive amount of raw materials and energy, generating a very large carbon footprint. The much greener approach of repair and
retrofit of existing structures has become a real trend today in the construction sector. This reduces the carbon footprint by a large factor, as only minimalist demolition works and fewer
raw materials are required. By applying an environmentally friendly solution, the carbon footprint is reduced even further.
This paper describes in detail a retrofit and extension solution for an existing concrete bridge using a flexible galvanized steel structure, which generated only minimal traffic restrictions. It
includes practical aspects, presents the major challenges and how they were solved both in the design and construction stages of the project. In comparison with the replacement of the
bridge with a new one, the carbon footprint is significantly reduced by retrofitting the existing structure and applying an environmentally friendly solution.
2. Status of the Bridge before the Construction Works
National road DN28 connects some of the main cities from north-eastern Romania (Iasi and Roman) and continues up to the border with the Republic of Moldova at Albița. A typical section
of the road comprises two 3.50 m wide lanes and a 2.50 m wide shoulders on each side, resulting in a total width of 12.00 m.
The bridge being studied is located on national road DN28 near Sarca village in Iasi County. It crosses the Valea Oii stream with a span of 10 m. The carriageway over the bridge has a width
of 7.50 m and has 1.20 m wide sidewalks on both sides, adding up to a total width of the superstructure of 10.70 m. A photograph of the existing bridge at the start of the construction
works is presented below, in Figure 1.
Figure 1. The existing bridge at the start of the construction works.
The superstructure is a simply supported single-span cast-in-place reinforced concrete slab with a height of 65 cm and a width of 9.10 m; the 80 cm cantilevers are present along the whole
bridge, on both sides of the slab.
The bridge dates back to 1959 and the superstructure has already been subjected to a strengthening operation in 2001, through the execution of a 12 cm over-concreting slab.
The superstructure is supported on both ends by reinforced concrete wall abutments with back and wing walls and spread footings at a depth of around 3.50 m.

305.

As its designed life span of 50 years had already expired, the existing structure was in poor shape; however, it did not show any signs of critical structural damage or failure. This means that
the application of a repair and strengthening solution would also be possible.
The main issue of the structure was its reduced width compared to that of the road before and after the bridge. This generated a major road safety hazard as cars driving at around 90 km/h
on a 12.00 m wide carriageway would abruptly meet a reduced 7.80 m wide carriageway, limited on both sides by large vehicle restraints systems. The road administrator decided it was
time to correct this dangerous situation by extending the structure on both sides, thus obtaining a constant road width of at least 12.00 m across the bridge. The necessary works need to
be carried out with minimal interruption of traffic on the national road.
3. Analysis of Solutions
For this situation, the following two solutions are typical:
Strengthening/extending the existing structure;
Execution of a complete/partial new bridge after the total/partial demolition of the existing structure;
The strengthening and extension of the existing structure may only be applied where the structure is still in good condition, which is not the case here. The presence of cracks in the
superstructure and the peeling of the concrete cover layer left the reinforcement unprotected, which, in turn, started to rust. This complicated the strengthening solution even more. The
increased difficulty and the typical life span of 15 years of a strengthening solution eliminated it from the list of viable options.
Normally, the next natural choice would be to demolish and rebuild a new superstructure on repaired and strengthened abutments. This would allow the bridge, which would practically be
almost new, to reach a lifespan of 100 years. This solution, however, has two main drawbacks: the large costs generated by demolishing the existing structure and building a new one and
the fact that the traffic would be interrupted or seriously affected for quite a long time, which could reach a period of time even longer than a whole year.
For this situation, a third solution has been devised: with the use of a corrugated steel structure that will be placed below the existing bridge, the rehabilitation works could be finished
without any interruption of traffic. This solution will be detailed below.
3.1. Innovative Solution Using a Flexible Galvanized Steel Structure
The third solution is a retrofit and widening of the bridge by using a galvanized corrugated steel structure. This is actually the solution that was applied and the resulting bridge is presented
in Figure 2.

306.

Figure 2. The finalized bridge.
The cross-section and longitudinal sections presented in Figure 3 and Figure 4 highlight the main characteristics of this solution:

307.

Figure 3. Cross section of the galvanized corrugated steel structure retrofit solution.

308.

Figure 4. Longitudinal sections of the galvanized corrugated steel structure retrofit solution.
the galvanized corrugated steel structure is placed below the superstructure of the existing bridge, which will not be removed and will be embedded in the final structure;
the superstructure is extended on both sides by 3.60 m/2.50 m.
As one of the main requirements of the project was to carry out the necessary works without interrupting of traffic over the bridge, the superstructure was not demolished. The biggest
profile that fits the available space inside the existing bridge of approximately 9.00 × 2.70 m is the Viacon Supercor SB-8L, presented in Figure 5. For the whole upper part of the arch,
stiffener ribs are alternatively placed which produces a closed double-loop section. The steel grade S355MC is used.

309.

Figure 5. Details of the corrugated steel structure. (a) Elevation view. (b) Corrugated profile cross-section.
The remaining width of the superstructure after the demolition of the transverse sidewalk cantilevers was of approximately 9.06 m. The flexible steel structure needed to be wider (Figure
6) as the new bridge, compared to the old one, had an extended carriageway and a total width of 15.15 m.
Figure 6. Aerial view highlighting the difference in width between the existing bridge and the flexible steel structure.
A couple of photographs from the assembly and execution of the steel structure itself are presented below in Figure 7.

310.

Figure 7. Photographs from the assembly process.
In order to minimize transport costs, the steel structure arrived in packages containing stacked segments and the necessary materials for the assembly of the structure: fasteners, anchor
screws, base channels, an assembly kit, an assembly drawing, and additional instructions. All work needs to be carried out very carefully to avoid damaging the corrosion protection of the
steel structure, which had already been applied in the factory.
One of the main challenges of the assembly process was the very limited space available between the steel structure and the existing concrete bridge, where a worker could not fit. The
solution was to incrementally assemble the structure on one side of the existing bridge and then slide it into position.
The connection to the foundation is accommodated with the help of a base channel bolted to the steel structure on one side and the foundation on the other side. For the latter, anchor
bolts embedded in the concrete are used. A detail is presented below in Figure 8. In this case, the base channel also provided the “track” for the sliding process of the assembled steel
structure.

311.

Figure 8. Detail of the steel structure connected with the foundation.
After assembly, at least 5% of the total number of bolts should be checked with a torque wrench. Inspection is carried out on randomly selected bolts, evenly located around the structure.
A photograph of the fully assembled steel structure is presented in Figure 9.

312.

Figure 9. Steel structure connected with the foundation.
The typical solution for this type of flexible steel bridge is to make a high-quality ballast or crushed stone fill around it.
Because a superior compaction level of Proctor 95% has to be reached for the earth fill and the steel structure is prone to buckling, the fill should be symmetrically executed in small steps
of around 30 cm. The earth fill around the structure will interact with the flexible steel structure at every step of the construction process, offering lateral support and reducing the risk of
buckling.

313.

This solution cannot be applied under the existing bridge because there is no way to reach the necessary compaction level. That is why the space between the existing bridge and the
flexible steel structure was filled with concrete.
On both sides of the existing structure, the high-quality earth fill has a width of about 2.00/3.00 m and is limited by a headwall, that is anchored both in the foundation and the steel
structure itself. Figure 10 shows the space between the existing structure and the headwall.
Figure 10. View of the steel structure extended beyond the width of the existing concrete bridge and of the formwork for the headwall.
Another issue of the bridge repair and extension concept is the large difference in stiffness between the original concrete structure and the earth fill, in the transverse direction. This kind of
difference would result in settlements of the earth filling over long periods of time, especially because the compaction level is hard to reach due to the very limited space available.

314.

To solve this, a 15 cm thick reinforced concrete slab has been executed above the earth fill. The slab has a robust structural connection to the existing structure and the headwall and
ensured the road traffic experiences a similar stiffness to that of the original structure.
At both abutments, the back wall is extended in the transverse direction using a concrete block, which will be embedded in the earth fill. The concrete block will act as an end support for
the reinforced concrete slab and ensures the transition between the two different road pavements: the one above the bridge slab and the one over the embankment.
The last step in the construction process is the execution of the road pavement and the installation of road safety equipment. Figure 11 shows the final extended road section along the
length of the bridge, after the end of the construction process and the restart of traffic.
Figure 11. Global view of the bridge from the road surface.
3.2. Design of the Flexible Steel Structure
Typically, a high-quality ballast or crushed stone fill would be executed around this type of flexible structure and would interact with it offering lateral support and reducing the risk of
buckling.
In this situation, the execution of the concrete fill between the steel structure and the existing bridge creates a unique loading situation for the first one: the resulting forces from the selfweight of the steel and of the fresh concrete will act solely on the steel structure, without the usual additional support from the interacting earth fill. After hardening, the resulting concrete
structure above the corrugated steel arch will be very stiff and will not transfer loads to the flexible steel structure up to a point that may generate any kind of relevant response.

315.

As this is the only relevant design case, an evaluation of pressure acting on the structure at the concrete-pouring stage needed to be carried out. The flexible steel structure actually acts as
formwork; therefore, the design should follow the corresponding regulations. Thus, the approach from ACI 347R-14 “Guide to formwork for concrete” *35] will be applied.
The document provides clear guidelines for the evaluation of loads, which are divided into vertical and lateral pressure. Even though the steel structure is quite different from the typical
formwork structures that the norm was made for, it still offers the closest applicable description of the concrete pressures generated during the pour and settling. In order to account for
those differences, some adaptations are necessary.
For the fresh concrete pour design case, no live loads need to be considered on the steel structure due to the very small space between the structures, which does not allow anything to be
inserted at the time on concrete pouring.
When considering that the fresh concrete acts such as a fluid, it generates hydrostatic pressure, as shown in the following formula:
= ℎ [kPa]
(1)
where
—ℎ
[kPa]
;
=2.4 t/m3−
ℎ
;
=9.81 m/s2−
;
ℎ— ℎ
ℎ ℎ
[m].
If the concrete is poured rapidly, no settling of the aggregates or stiffening of the concrete paste can take place and the lateral pressure will be equal to the hydrostatic pressure. If the rate
of concrete pouring is sufficiently small, some stiffening of the concrete will take place before the pour is finished due to the settling of the aggregates and the stiffening of the concrete
mix itself, leading to a reduction in the horizontal pressure on the formwork. This is similar in behavior to that of soil: the concrete starts to exhibit internal friction between the aggregates
and cohesion due to the stiffening of the concrete paste. Thus, the lateral pressure will be taken as the hydrostatic pressure up to a certain depth limit, which will be defined below, and will
have a reduced value from that point onward.
ACI 347R-14 estimates the maximum lateral pressure of fresh concrete for two cases: columns and walls. Between the two, the wall fits the behavior of the concrete pour on the flexible
steel structure better, as it is defined as “vertical elements with at least one plan dimension greater than 2 m”. The presented formulas may be applied for concrete with a slump of less
than 175 mm and is placed with normal internal vibration to a depth of less than 1.2 m. [35]
For walls with a rate of placement of less than 2.1 m/h and a placement height of less than 4.2 m, the maximum lateral pressure from the fresh concrete is equal to:
= [7.2+785
+17.8]=33.52 kPa

316.

(2)
where
=1.00 (
2240
2400 kg/m3)−
ℎ
;
=1.00 (
, ℎ
)− ℎ
;
=1.1 m/h−
;
=15 °C
.
The hydrostatic pressure always acts normal in relation to the surface and the lateral pressure may only be applied to vertical surfaces (Figure 12). The flexible steel structure has an arch
shape, which means that the contact surface has a constant variation along the whole span. As the lateral pressure completely replaces the hydrostatic pressure for vertical surfaces and
the lateral pressure for horizontal surfaces is null, a weighted average between the two will be applied to the inclined surface, based on the angle of slope α:
= ·*cos( )]2+ ,
·*sin( )]2
(3)

317.

Figure 12. Hydrostatic/lateral pressures acting on inclined surfaces.
The relationship between hydrostatic pressure and lateral pressure with the variation of the angle of slope α, generated using Equation (3), is represented in Figure 13:

318.

Figure 13. Composition of total slope pressure, based on angle of slope.
The structure itself is a double-pinned arch. Due to its particularities (overall shape and variation of the cross section) and those of the loading (as calculated below), a finite element
analysis is necessary. From the very large FEM software pool currently available, CSiBridge has been chosen as it can be tailored to bridge systems and offers the required functionalities for
this study.

319.

As the loading due to the weight of the fresh concrete is constant along the middle of the structure, the behavior of the structure will also be constant. In this case, a 2D model containing a
strip of the structure will exhibit the correct structural behavior and provide the relevant response, while keeping the model sufficiently simple, the analysis time short and the results easy
to interpret. Before loading with the earth fill, the edges of the steel structure are stiffened by the headwalls. Loading the two edge strips with the earth fill weight will not generate an
important response in the steel structure, as the head walls, due to their high stiffness, will absorb the loads almost completely.
Thus, a 2-dimensional model containing a strip of the structure from the sector loaded by the fresh concrete pressures will suffice. This is in line with the typical design approaches for this
type of structures. An overview of the 2D model of the middle strip is represented in Figure 14. In order to closely model the varying curvature of the arch structure, a discretization of 30
elements has been applied, with varying lengths (larger element sizes are used near the crown and smaller ones closer to springs).
Figure 14. Finite element model. (a) Overview. (b) Applied fresh concrete pressures.
For each beam element from the arch model, the pressure is calculated according to the methodology described above. The resulting values are presented in Table 1.
Table 1. Pressures acting on the structure due to the self-weight of the fresh concrete.

320.

Furthermore, because the concrete will be injected, especially for the upper portion, where it comes in contact with the existing bridge’s superstructure, an increase in pressure may occur.
This effect is taken into account by increasing the pressure by a factor of 2.00 for the upper portion, where the concrete is fresh, and going down to a factor of 1.50 at the bottom, where
the concrete has partially set and exhibits some stiffening already. The resulting values are presented in Table 2.
Table 2. Increase in fresh concrete pressures due to execution technology (injection).
The graphic representation of the values from Table 1 and Table 2 is shown below, in Figure 15. It highlights the reduction in loads due to the stiffening of the concrete during the pour
procedure and the increase in pressure caused by the injection execution.

321.

Figure 15. Evolution of pressures with depth.
These pressures are applied to the finite element model, as shown in Figure 14b.
After the concrete hardens, it forms a stiff arch structure that will absorb most of the traffic loads. As the steel structure is quite flexible, it requires larger deformations than the concrete
arch is capable of to be loaded to a significant point. Furthermore, as no connection between the concrete and the steel structure is made, the latter will remain almost completely
unloaded. This also holds true for both ends of the steel structures, where the slab on top of the earth fill will distribute the loads between the existing structure and the still head wall,
leaving the flexible steel structure almost completely unloaded, again. The only relevant loads that the steel structure is actually subjected to are its self-weight and the weight of the fresh
concrete.
The ULS frame forces are shown in the diagrams below in Figure 16. The model has the width of 1.524 m, equal to that of the cross-section from Figure 5b.

322.

Figure 16. Design frame forces.
For the definition of the cross-section class, the steel profile may be considered equivalent to that of a round pipe with a 290 mm diameter and medium thickness of 5 mm. According to
Eurocode 3, the cross-section is of class 3, as shown in Equation (4) [36]. All the following structural checks will consider elastic behavior.
For class 3:
/=290 mm5 mm/=58≤59.05=90·0.812=90 2
(4)
where =235/ −−−−−√=235/355−−−−−−−√=0.81
.

323.

As the steel structure is subjected to compression and is quite flexible, it will be liable to flexural buckling. The critical buckling force was calculated through the methodology from EN 19932 Annex D [37]. The buckling behavior of the structure can be equated with in-plane buckling of double-pinned circular arches. For simplification, the stiffened cross-section was considered
to be constant along the whole length of the arch.
=2.238.00=0.28→ =1.05
, 3=(
)2
=( 1.05·5.1 m)2210 GPa·10211 cm4=6508 kN
(5)
Due to the complex shape of the structure and the variation of the cross-section along the length of the arch, an eigenvalue buckling analysis has been carried out on the finite element
model. The buckling shape is presented below, in Figure 17.
Figure 17. First buckling mode—factor 56.95.
The resulting critical buckling force, generated from the 2D FEM model, is:
, =110.05 kN·56.95=6267 kN
(6)
Between the two values, the one from the FEM model will be used in the structural checks, as it considers the exact shape of the structure, the variation of the cross-section and it is less
favorable.
The reduction factor
is evaluated below, in Equation (7) [36].
−=
−−−−√=155 cm2·355 MPa6267 kN−−−−−−−−−−−−−−−−√=0.937
=0.49 (imperfection factor, conservatively taken for buckling curve C)Φ=0.5⎡ ⎣ ⎢ 1+ ( −−0.2)+ −2⎤ ⎦ ⎥ =0.5*1+0.49·(0
.937−0.2)+0.9372+=1.1195 =1Φ+Φ2− −2−−−−−−−√=11.1195+1.11952−0.492−−−−−−−−−−−−√=0.5773
(7)

324.

The ultimate limit-state resistance check with and without buckling is presented below [36]. The resulting shear force is very small and does not need to be considered separately in the
design.
Because the injection of the fresh concrete is a highly dynamic procedure that cannot be thoroughly controlled and to keep in accordance with typical formwork design regulations (the
steel structure acts as formwork without additional supports for the fresh concrete), an additional safety factor =2.00
will be added.
0·
+
,
0·
=−218.10 kN155 cm2·355 MPa1.00·2.00+−26.68 kNm583.4857 cm3·355 MPa1.00·2.00=0.1782≤1.00 1· +0.9 ,
1·
=−218.10 kN0.5773·155 cm2·355 MPa1.10·2.00+0.9−26.68 kNm583.4857cm3·355 MPa1.10·2.00=0.1035≤1.00
(8)
For this case, only 20% of the structural capacity is utilized. As the Viacon Supercor SB-8L is the profile that best fits the space below the existing bridge and there is no thinner version
available, no further optimization is possible.
4. Discussion and Conclusions
The bridge presented in this study highlights a typical situation, which can be seen across the country many times. A lot of the bridges that are still operated on the local and national roads
have been built in the 1960s and 1970s and were designed for a lifespan of 50 years. As some of these roads are essential to different areas or human/business activities, traffic cannot be
completely interrupted. The only way to repair them is to maintain traffic, even at a reduced/limited level.
The typical solution is to make the necessary repair or reconstruction works on half of the structure or to find a good alternative access nearby. Both of these solutions generate major
difficulties for road traffic, which becomes even worst if the road had high values of traffic to start with.
An innovative rehabilitation solution is presented in this paper, which manages to offer the necessary structural support and, at the same time, does not generate more than minor
restrictions on the traffic of the crossing road. The paper includes practical aspects, and presents the major challenges and how they were solved both in the design and construction
stages.
Placing a corrugated flexible steel structure under the bridge represents an atypical use for this kind of structure, which is normally placed inside a high-quality earth fill that offers support
and reduces the risk of buckling. The main challenges of the project and the solutions used are:
Due to the very little room available between the steel structure and the concrete bridge, the assembly took place on one side and the complete steel structure was slid in its final position;
Because the earth fill could not be executed between the steel structure and the existing bridge, it was replaced by a monolithic concrete fill; this creates a unique loading situation for this
type of structure;
On the sides of the existing structure, the previsioned extension utilized the classic earth fill solution around the flexible steel structure;
To minimize stiffness differences on the pavement, a reinforced concrete slab was executed, that rests on the lateral earth fill and is connected to the existing structure and the head wall.
This case study highlights the main advantages this solution has over the classical approaches of retrofitting or demolishing and rebuilding the bridge in the usual concrete solutions:
Simplified design: apart from the steel structure, which is supplied in full by the factory, there are very few additional details necessary.

325.

Easy and fast assembly: all steel segments are completely galvanized and all connections are bolted; assembly usually does not extend past a couple of days, even with a small crew.
Reduces execution time: in comparison with a classical concrete solution, the total execution time is greatly reduced; for this case study, which represents a solution of increased difficulty
as far as flexible steel structures go, the complete execution time from start to finish was just 3 months.
Minimal traffic interference: this innovative solution allowed the construction process to take place with minimal traffic interference, as both traffic lanes were kept open the whole time.
Cost reduction: the presented solution generated a reduction in cost of about 25% from the alternative of demolishing and rebuilding of the bridge.
Reduced carbon footprint: by choosing to retrofit the existing structure, instead of simply replacing it with a similar new one, and applying an environmentally friendly solution, the carbon
footprint is significantly reduced.
The world infrastructure incorporates a massive number of roads, railways and bridges. It is essential for the development of our society as it offers mobility and has to be maintained in
good shape. For this, it requires constant maintenance and repair works. By systematically applying environmentally friendly solutions such as the one described in this paper, the total
reduction in carbon footprint may prove to be quite significant.
This bridge retrofit solution may be applied in the span ranges where corrugated flexible steel structures are an efficient alternative, which means for spans smaller than 30–40 m. For
spans larger than 10–15 m, further in-depth studies regarding the interaction between the steel structure, the concrete fill and the original superstructure are required.
Future directions of this research will include a detailed full-scale field test of a similar solution, with measurements in all the construction stages. In addition to that, an in-depth
optimization of the steel structure and maybe even the creation of a special line of products focused solely on the retrofit of bridges are underway.
Author Contributions
Conceptualization, D.N. and C.E.C.; methodology, D.N. and M.C.; software, M.C.; validation, D.N. and C.E.C.; formal analysis, M.C.; investigation, D.N.; resources, D.N. and M.C.; writing—
original draft preparation, D.N.; writing—review and editing, M.C. and C.E.C.; visualization, D.N. and M.C.; supervision, C.E.C.; project administration, C.E.C. All authors have read and
agreed to the published version of the manuscript.
Funding
This research received no external funding.
Acknowledgments
The projected presented in this paper was realized by ViaCon Romania, with major support from the general design company SC Royal CDV SRL, and the construction company SC Conhidro
SRL. We send our regards to the investor DRDP Iasi.
Conflicts of Interest
The authors declare no conflict of interest.
References
O’Connor, C. Roman Bridges; Cambridge University Press: Cambridge, UK, 1993. [Google Scholar]

326.

Pacheco, P. Multi Span Large Decks—The organic prestressing impact. In Multi-Span Large Bridges, 1st ed.; Pacheco, P., Magalhaes, F., Eds.; Taylor & Francis Group: London, UK, 2015;
Volume 1, pp. 103–124. [Google Scholar]
Bernini, J.; Fitzsimons, N.; Heierli, W. Overfilled Precast Concrete Arch Bridge Structures. In Proceedings of the 16th Congress of International Association for Bridge and Structural
Engineering (IABSE), Lucerne, Switzerland, 18–21 September 2000. [Google Scholar] [CrossRef]
Wakeman, A. The NUCON arch—Plain precast concrete arch system. In Arch Bridges: Proceedings of the First International Conference on Arch Bridges, Bolton, UK, 3–6 September 1995;
ICE: London, England; pp. 645–652. [CrossRef]
Halding, P.S.; Hertz, K.D.; Viebaek, N.E.; Kennedy, A. Assembly and Lifting of Pearl-Chain Arches. In Proceedings of the fib Symposium, Copenhagen, Denmark, 18–20 May 2015. [Google
Scholar]
Taylor, S.E.; Robinson, D.; Grattan, S.; Long, A.E.; Gupta, A.; Hogg, I. Monitoring of Monkstown Bridge a Novel Flexi-Arch Bridge System. In Proceedings of the 12th Structural Faults and
Repairs International Conference, Edinburgh, UK, 10–12 June 2008. [Google Scholar]
Jeon, S.H.; Cho, K.-I.; Huh, J.; Ahn, J.-H. The Performance Assessment of a Precast, Panel-Segmented Arch Bridge with Outriggers. Appl. Sci. 2019, 9, 4646. [Google Scholar] [CrossRef][Green
Version]
Jeon, S.H.; Yim, H.J.; Huh, J.; Cho, K.-I.; Ahn, J.-H. Full-scale field testing of a precast con-crete buried arch bridge with steel outriggers: Field loading test. Eng. Struct. 2021, 242, 112563.
[Google Scholar] [CrossRef]
Oswald, C.S.; Furlong, R.W. Observed Behavior of Concrete Arch Culvert; Research Report No. 932-1F; Center for Transportation Research, The University of Texas at Austin: Austin, TX,
USA, 1993. [Google Scholar]
Kay, J.N.; Rigon, C. Instrumentation of a BEBO Arch Constructed at Byron Bay, New South Wales; Report No. R77; Department of Civil Engineering, University of Adelaide: Adelaide,
Australia, 1986. [Google Scholar]
Beben, D. Interaction of Soil and Bridge Structures Made of Corrugated Steel Plates. Ph.D. Thesis, Faculty of Civil Engineering, Opole University of Technology, Opole, Poland, 2005. [Google
Scholar]
El-Taher, M. The Effect of Wall and Backfill Soil Deterioration on Corrugated Metal Culvert Stability. Ph.D. Thesis, Queen’s University Kingston, Kingston, ON, Canada, 2009. Available online:
http://hdl.handle.net/1974/5275 (accessed on 1 February 2023).
Nakhostin, E.; Kenny, S.; Sivathayalan, S. A numerical study of erosion void and corrosion effects on the performance of buried corrugated steel culverts. Eng. Struct. 2022, 260, 114217.
[Google Scholar] [CrossRef]
Kaplioski, O.; Janusz, L. Three phases of multifactor modelling of construction processes. J. Civ. Eng. Manag. 2006, 12, 127–134. [Google Scholar] [CrossRef]
Beaton, J.L.; Stratfull, R.F. Field test for estimating service life of corrugated metal pipe culverts. In Proceedings of the 41st Annual Meeting of the Highway Research Board, Washington, DC,
USA; 1962; Volume 41, pp. 255–272. [Google Scholar]
Hepfner, J.J. Statewide Corrosivity Study on Corrugated Steel Culvert Pipe (No. FHWA/MT-01-001/8148); Montana Department of Transportation. Research, Development and Technology
Transfer Program: Montana, Canada, 2002. [Google Scholar] [CrossRef]

327.

Cichocki, R.; Moore, I.; Williams, K. Steel buried structures: Condition of Ontario structures and review of deterioration mechanisms and rehabilitation approaches. Can. J. Civ. Eng. 2021,
48, 159–172. [Google Scholar] [CrossRef]
White, H.L.; Layer, J.P. The corrugated metal conduit as a compression ring. In Proceedings of the 39th Annual Meeting, Highway Research Board, Washington, DC, USA, 11–15 January
1960. [Google Scholar]
Chen, T.; Su, M.; Pan, C.; Zhang, L.; Wang, H. Local buckling of corrugated steel plates in buried structures. Thin-Walled Struct. 2019, 144, 106348. [Google Scholar] [CrossRef]
American Association of State Highway and Transportation Officials (AASHTO) AASHTO LRFO Bridge Design Specification; American Association of State Highway and Transportation
Officials (AASHTO): Washington, DC, USA, 2017.
Transport Canada. Ontario Highway Bridge Design Code (OHBDC); Transport Canada: Toronto, ON, Canada, 2014. [Google Scholar]
Manko, Z.; Beben, D. Research on steel shell of a road bridge made of corrugated plates during backfilling. J. Bridge Eng. 2005, 10, 592–603. [Google Scholar] [CrossRef]
Sargand, S.; Masada, T.; Moreland, A. 2008. Measured field performance and computer analysis of large-diameter multiplate steel pipe culvert installed in Ohio. J. Perform. Constr. Facil.
2008, 22, 390–397. [Google Scholar] [CrossRef]
Machelski, C. Estimation of internal forces in the shell of soil-steel structures on the basis of its displacements during backfilling. Stud. Geotechica et Mech. 2009, 31, 19–38. [Google
Scholar]
Manko, Z.; Beben, D. Static load tests of a road bridge with a flexible structure made from Super Cor type steel corrugated plates. J. Bridge Eng. 2005, 10, 604–621. [Google Scholar]
[CrossRef]
Yeau, K.Y.; Sezen, H.; Fox, P.J. Load performance of in situ corrugated steel highway culverts. J. Perform. Constr. Facil. 2009, 23, 32–39. [Google Scholar] [CrossRef]
Bayoglu Flener, E. Testing the response of box-type soil-steel structures under static service loads. J. Bridge Eng. 2010, 15, 90–97. [Google Scholar] [CrossRef]
McLean, D.I.; Marsh, M.L. Dynamic Impact Factors for Bridges; National Cooperative High-way Research Program, NCHRP Synthesis 266; National Research Council: Washington, DC, USA,
1998. [Google Scholar]
Sezen, H.; Yeau, K.Y.; Fox, P.J. In-situ load testing of corrugated steel pipe-arch culverts. J. Perform. Constr. Facil. 2008, 22, 245–252. [Google Scholar] [CrossRef]
Manko, Z.; Beben, D. Dynamic testing of a corrugated steel arch bridge. Can. J. Civ. Eng. 2008, 35, 246–257. [Google Scholar] [CrossRef]
Bayoglu Flener, E.; Karoumi, R. Dynamic testing of a soil-steel composite railway bridge. Eng. Struct. 2009, 31, 2803–2811. [Google Scholar] [CrossRef]
Beben, D. Dynamic amplification factors of corrugated steel plate culverts. Eng. Struct. 2013, 46, 193–204. [Google Scholar] [CrossRef]
Xu, P.; Wei, Y.; Yang, Y.; Zhou, X. Application of fabricated corrugated steel plate in subway tunnel supporting structure. Case Stud. Constr. Mater. 2022, 17, e01323. [Google Scholar]
[CrossRef]
Cazacu, C.; Negrea, D. Flexible steel structures used for ski tunnels in Parang Mountains, Romania. IOP Conf. Ser. Mater. Sci. Eng. 2022, 1242, 012026. [Google Scholar] [CrossRef]
ACI Committee 347; ACI 347R-14. Guide to Formwork for Concrete. American Concrete Institute: Farmington Hills, MI, USA, 2014.

328.

EN 1993-1-1:2005; Eurocode 3: Design of Steel Structures—Part 1-1: General Rules and Rules for Buildings. European Committee for Standardization: Brussels, Belgium, 2005.
EN 1993-2:2006; Eurocode 3: Design of Steel Structures—Part 2: Steel Bridges. European Committee for Standardization: Brussels, Belgium, 2005.
Disclaimer/Publisher’s Note: The statements, opinions and data contained in all publications are solely those of the individual author(s) and contributor(s) and not of MDPI and/or the
editor(s). MDPI and/or the editor(s) disclaim responsibility for any injury to people or property resulting from any ideas, methods, instructions or products referred to in the content.
© 2023 by the authors. Licensee MDPI, Basel, Switzerland. This article is an open access article distributed under the terms and conditions of the Creative Commons Attribution (CC BY)
license (https://creativecommons.org/licenses/by/4.0/).
Share and Cite
MDPI and ACS Style
Negrea, D.; Cazacu, C.E.; Conțiu, M. Innovative Solutions for the Rehabilitation of Bridges Using Flexible Galvanized Steel Structures: A Case Study. Sustainability 2023, 15, 6200.
https://doi.org/10.3390/su15076200
AMA Style
Negrea D, Cazacu CE, Conțiu M. Innovative Solutions for the Rehabilitation of Bridges Using Flexible Galvanized Steel Structures: A Case Study. Sustainability. 2023; 15(7):6200.
https://doi.org/10.3390/su15076200
Chicago/Turabian Style
Negrea, Doina, Christiana Emilia Cazacu, and Mircea Conțiu. 2023. "Innovative Solutions for the Rehabilitation of Bridges Using Flexible Galvanized Steel Structures: A Case Study"
Sustainability 15, no. 7: 6200. https://doi.org/10.3390/su15076200
Note that from the first issue of 2016, this journal uses article numbers instead of page numbers. See further details here.
Article Metrics
Citations
No citations were found for this article, but you may check on Google Scholar
Article Access Statistics
Article access statisticsArticle Views26. Sep27. Sep28. Sep29. Sep30. Sep1. Oct2. Oct3. Oct4. Oct5. Oct6. Oct7. Oct8. Oct9. Oct10. Oct11. Oct12. Oct13. Oct14. Oct15. Oct16. Oct17. Oct18.
Oct19. Oct20. Oct21. Oct22. Oct23. Oct24. Oct25. Oct26. Oct27. Oct28. Oct29. Oct30. Oct31. Oct1. Nov2. Nov3. Nov4. Nov5. Nov6. Nov7. Nov8. Nov9. Nov10. Nov11. Nov12. Nov13. Nov14.
Nov15. Nov16. Nov17. Nov18. Nov19. Nov20. Nov21. Nov22. Nov23. Nov24. Nov25. Nov26. Nov27. Nov28. Nov29. Nov30. Nov1. Dec2. Dec3. Dec4. Dec5. Dec6. Dec7. Dec8. Dec9. Dec10.
Dec11. Dec12. Dec13. Dec14. Dec15. Dec16. Dec17. Dec18. Dec19. Dec20. Dec21. Dec22. Dec23. Dec24. Dec050010001500
For more information on the journal statistics, click here.

329.

Multiple requests from the same IP address are counted as one view.
1,2,*,
Jina Zou
1,2,
Yuemin Zhao
1,2 and
3
Dongsheng Wang

330.

1
Institute of Road and Bridge Engineering, Dalian Maritime University, Dalian 116026, China
2
Liaoning Key Laboratory of Marine Environment Bridge and Tunnel Engineering, Dalian 116026, China
3
School of Civil and Transportation Engineering, Hebei University of Technology, Tianjin 300401, China
*
Author to whom correspondence should be addressed.
Materials 2023, 16(7), 2549; https://doi.org/10.3390/ma16072549
Original submission received: 10 December 2022 / Resubmission received: 16 February 2023 / Revised: 21 March 2023 / Accepted: 21 March 2023 / Published: 23 March 2023
(This article belongs to the Special Issue Seismic Research on Bridges and Engineering Structures)
Download keyboard_arrow_down
Browse Figures
Review Reports Versions Notes
Abstract
The beneficial effects of buckling-restrained braces (BRBs) in bridge engineering have attracted widespread attention in recent years. Firstly, this paper introduces the basic working
mechanism of traditional BRBs, and the new forms and new materials of BRBs are also being studied. Secondly, the responses and performances of BRBs applied to (piers) girder bridges,
cable-stayed bridges, and arch bridges are systematically studied. Besides, studies on the connection nodes between BRBs and structures have been paid more and more attention. By
comparing and analyzing the damping effect of BRBs alone and that of BRBs with other seismic isolation devices on a bridge, it is determined that a reasonable BRB layout can effectively
improve the seismic performance of the bridge with better energy dissipation capacity and load-carrying capacity than other components, but they are less used in practice and do not have
mature specifications to be applied on different bridges. Finally, the following trends in BRB development in bridge research are discussed: the diversity of BRB forms, applications of BRB,
node connection security, and combined damping measures. These areas should be explored through in-depth theoretical and experimental research.
Keywords:
buckling-restrained brace; bridge engineering; energy dissipation capacity; seismic performance
1. Introduction

331.

Modern cities are becoming more and more dependent on transportation with the rapid growth of the population and the development of the economy. As a traffic lifeline, once a bridge
is damaged in an earthquake, traffic will be hindered, and restoring and rebuilding the bridge will take a long time, which will affect the daily life of drivers and locals. Therefore, bridge
seismic problems cannot be ignored. One of the most widely used damping methods used to mitigate the seismic responses of bridges in recent years is the application of bucklingrestrained braces (BRBs). Due to their stable mechanical properties, simple construction, and simple designs, BRBs are effective seismic dampers that are gradually being applied in the
study of seismic bridges to improve their seismic capacities. With the development of engineering technology, the structure of BRBs is constantly being updated, and experimental and
theoretical research on them has gradually attracted increasing attention.
This paper focuses on the seismic applications of BRBs in bridge engineering, summarizes and analyzes the forms and working principles of new BRBs, and investigates the damping effects
of various types of BRBs on different bridges. The use of BRBs as seismic isolation elements in large-span bridges is discussed, and the effects of BRBs, other seismic isolation devices, and
their joint application on the seismic performances of bridges are compared. The trends in BRB use and development in the seismic design of bridges are also discussed.
2. New Types and Materials of Buckling-Restrained Braces (BRBs)
2.1. Basic Composition and Principle
The BRB was originally developed by Yoshino et al. [1] in Japan, who proposed a component form of a steel plate embedded with a shear wall in 1971. Wakabayash [2] first proposed the
concept of preventing buckling by constraining the deformation of a plate embedded in the middle of the concrete slab in 1973. The first test was then conducted by Kimura in 1976 [3],
which proved that the BRB exhibited good hysteretic behavior. Since then, BRBs have gradually evolved into a form of core that is constrained by peripheral components. Figure 1 shows
the steel inner core and outer constrained components (filled with mortar or concrete) of a BRB. During an earthquake, the BRB takes the lead in consuming seismic energy, and the
peripheral components protect the inner core from buckling, thus protecting the main components of the bridge and improving the entire bridge’s seismic performance.
Figure 1. Basic composition of the buckling-restrained brace (BRB).
2.2. Research Status of BRBs
As the damping effect of BRBs becomes more recognized, many scholars have conducted research on the hysteretic performances and damping effects of novel BRBs. Based on the
traditional BRB, Chen et al. [4] developed a new ductile assembled buckling-restrained brace (DA-BRB), as shown in Figure 2. The limit baffle on the core plate could effectively control the
yield of the core plate step by step and allow the core plate to fully develop plasticity. Through finite element analysis and displacement loading tests, it was found that the performance of
the DA-BRB was less affected by the width-to-thickness ratio of the core plate and the number of sections. The axial stiffness, bearing load, and energy dissipation capacity of the DA-BRB
increased with the reduction of the wedge ratio (max/min cross-sectional area of the inner core) of the core plate.

332.

Figure 2. New braced structure of ductile assembled buckling-restrained brace.
Zhang et al. [5] proposed a new type of BRB that had double-restrained square steel pipes (DRSSP-BRB), as shown in Figure 3. The structure of this BRB was simple, and its deformation
could be easily observed. Through finite element analysis and displacement loading control tests, it was found that the energy dissipation capacity of this new BRB increased with the
decrease in the slenderness ratio, and the hysteresis curve became wider. At the same time, the thickness of the steel tube was 4 mm, and the gap was 2 mm, which could reduce the
influence of the frictional force.
Figure 3. Constitution of a new type of BRB.
BRBs can be divided into single-core and dual-core braces based on the number of cores. Cai et al. [6] first proposed a dual-core BRB that combined two inner cores with two steel tubes.
Guo et al. [7,8] studied the design method and hysteretic performance of a dual-core BRB, and based on this, Zeng et al. [9] proposed a prefabricated dual-core BRB with all steel T-type
inner cores and outer constrained components (TBRB), as shown in Figure 4. By conducting quasi-static tests on six specimens with different parameters, it was found that the TBRB
exhibited good hysteretic performance, and the energy dissipation capacity of the TBRB could be improved by using a bolted connection and a middle-limited part.

333.

Figure 4. Configuration of BRB.
The core of a conventional BRB is continuous and homogeneous steel. To make the BRB lighter, Cahís et al. *10] proposed a perforated-core buckling-restrained brace (PCBRB), as shown in
Figure 5. Hydraulic tests were conducted by changing the width and geometry of the transverse band to analyze and verify the equations of the in-plane wavelength and out-of-plane
wavelength under a high-mode buckling state. It was found that the new BRB was lighter, the inner core was easier to replace, and the rigidity increased with the ratio of the hollow radius
to the side plate width. Subsequent tests could be conducted with a larger specimen size to verify its validity. Zhou et al. [11] carried out an experimental study on PBRB and provided the
design process. The only difference between PBRB and PCBRB was that the perforated inner core of PBRB was rectangular, which had the same advantages.

334.

Figure 5. Perforated-core BRB [10]. Reproduced with permission from [X. Cahis, E], [Engineering Structures]; published by [Elsevier], [2018].
Shi et al. [12] studied a toggle BRB system that could amplify the effect of the damper, as shown in Figure 6. The system could amplify the relative axial displacement of the BRB to achieve
a higher energy dissipation capacity. The accuracy of the brace parameters was verified by nonlinear analysis of both the bending damage and bending–shear damage modes. The design
process ensured that the main components of the reinforced bend would remain within the elastic range under design-level earthquakes, and it was found that key parameters, such as the
displacement amplification factor and the ratio of steel core length to the total length, could be easily obtained using this design system.
Figure 6. Geometric configuration of toggle BRB system [12]. Reproduced with permission from [Yan Shi], [Engineering Structures]; published by [Elsevier], [2020].
Hu et al. [13+ proposed a new type of “cross-like” double-yield buckling restrained brace (DYBRB), and the inner core of DYBRB was welded by three plates. The results showed that DYBRB
could dissipate corresponding energy much more than traditional BRB under different levels of an earthquake.
Wei et al. [14] proposed the novel central buckled structure shown in Figure 7 and compared the seismic performances of a suspension bridge under three configurations (common central
buckle, BRB central buckle, and BRB central buckle with viscous damper (VD)). Through dynamic characteristic testing, they showed that for a suspension bridge with a BRB central buckle,
the stiffness of the suspension bridge improved, and the longitudinal beam displacement and bridge tower force decreased. However, the truss stress near the central buckle of the BRB

335.

increased with the increase in the BRB yield force, and it was found that the combined application of the BRB central buckle and VD was the best choice to reduce the seismic responses of
long-span suspension bridges.
Figure 7. BRB central buckle.
BRB central buckles of different yield stresses were analyzed based on the IDA analysis and earthquake vulnerability analysis, which was introduced by Liu et al. [15]. The results showed
that BRB central buckle with appropriate yield stress owned good restriction and energy dissipation capacity with the lowest probability of damage to the tower.
Guo et al. [16] proposed a triple-truss-confined BRB (TTC-BRB), as shown in Figure 3. TTC-BRB possessed excellent hysteretic response under cyclic loads with the advantages of long-span
and load-carrying capacity. Wang et al. [17] proposed a steel bamboo-shaped energy dissipater (SBED) which consisted of an inner bamboo-shaped core and an outer restraining tube. By
conducting hydraulic tests and finite element analyses of SBED, SBED demonstrated stable and repeated hysteretic capacity. However, the lengths of the segments and the stress
concentration around the fillet will affect SBED and need focusing. Arash et al. [18] studied the performance of BRB, TTC-BRB, and SBED. Finite element analyses demonstrated that TTCBRB showed the best performance considering the gap between the core and the casing and the initial imperfection. Different BRBs have different design parameters, which need further
study.
2.3. Study on Self-Centering Buckling-Restrained Brace (SC-BRB)

336.

A BRB consumes energy through the tension and compression of the steel inner core, and it undergoes large residual deformation by the plastic accumulation of steel. To solve the
shortcoming of the large residual deformation, a self-centering system is proposed. A self-centering system is one of the important systems of earthquake-recoverable functional structures
[19,20]. Christopulos et al. [21] first used the internal viscous resistance of the component to consume energy and proposed the concept of a self-centering energy dissipation brace
(SCEDB) that was composed of composite materials. The system consisted of two bracing members, a tensioning system, an energy dissipation system, and a series of guiding elements. In
addition, two bracing members interacted with the tensioning system. A dissipative mechanism was connected to the two bracing members and was activated when bracing members
came into play. The SCEDB for steel structures was verified to have little residual deformation and did not usually change after an earthquake [22,23]. Zhou et al. [24] proposed a selfcentering braced rocking frame (SBRF) system, which had a large stiffness and large self-centering capacity. This system can carry horizontal force and eliminate residual displacement
through a self-centering brace, and control key node damage through a rocking mechanism. A series of research works were carried out on the prestressed rocking pier structure with
different forms of energy dissipation devices. The dampers can be replaced directly after damage, which greatly improves the post-earthquake repair ability of the rocking system
[25,26,27].
A self-centering-steel buckling-restrained brace (SC-SBRB) is composed of a buckling-restrained system and a combined disc spring self-centering system, which was introduced by Xu et al.
[28], as shown in Figure 8. Under tests with a low-cycle reciprocating load, the SC-SBRB had a high energy consumption and self-centering capacity and little residual deformation when the
disc spring had sufficient precompression.
Figure 8. Configuration of self-centering buckling-restrained brace (SC-BRB).
Han et al. [29] developed a disc-spring self-centering buckling-restrained brace (DS-SCB) and established three working conditions: the BRB, self-centering brace (SCB), and DS-SCB, as
shown in Figure 9. Based on the comparison of the hysteresis curves and residual displacements, the DS-SCB had a strong energy dissipation capacity and little residual deformation under
the pseudo-static experiment. The DS-SCB was a stable and effective damping element due to the friction between the disc spring and the inner sleeve.

337.

Figure 9. Disc-spring self-centering buckling-restrained brace (DS-SCB).
A new self-centering buckling-restrained brace (SC-BRB), consisting of a self-centering system and a traditional buckling-restrained system, was introduced by Dong et al. [30] and, as shown
in Figure 10a. During the quasi-static cycle test, the SC-BRB showed a flag hysteresis response and medium energy consumption capacity with little residual deformation, as shown in Figure
10b. At the same time, an SC-BRB was installed on each pier of a typical double-column pier bridge by nonlinear analysis. Compared with the BRB, the SC-BRB showed better hysteretic
behavior and reduced the residual displacement and the bridge peak acceleration.

338.

Figure 10. Self-centering buckling-restrained brace (SC-BRB) [30]. Reproduced with permission from [Huihui Dong], [Engineering Structures]; published by [Elsevier], [2017]. (a)
Configuration of SC-BRB system; (b) Hysteretic curves of SC-BRB.
Chou et al. [31] proposed a self-centering sandwiched buckling-restrained brace (SC-SBRB), as shown in Figure 11. Some cyclic tests showed that the SC-SBRB exhibited a stable hysteretic
behavior, a high capacity for energy dissipation, self-centering characteristics, and little deformation. It also proved that the SC-BRB has good development prospects.
Figure 11. Proposed dual-core SC-SBRB [31]. Reproduced with permission from [Chung-Che Chou], [Engineering Structures]; published by [Elsevier], [2016].

339.

2.4. Study on New Materials of BRBs
Shape Memory Alloys (SMAs) are novel metals with distinct features and desirable potential to reduce deformation. SMAs have well hysteretic behavior, excellent re-centering capability,
and large damping capacity, and they have been designed to use in structural vibration control and seismic isolation devices [32,33]. Qiu et al. [34] evaluated the dynamic responses of the
Steel BRBFs and FeSMA BRBFs under earthquake ground motions. Using nonlinear static analysis and nonlinear time history analysis, it showed that FeSMA BRBs could leave smaller
residual deformation than steel BRBs. FeSMA has excellent low-cycle fatigue performance, higher fatigue life, lower cost, and larger energy-dissipation capacity. Shan et al. [35] established
a buckling-constrained brace model and added SMA materials to the design. SMA BRB was installed between the piers and the cover beam, and based on the time-history analysis of a
girder bridge, it was found that SMA BRB could reduce the bending moment of the bottom of piers, the displacement of the top of piers and beams. SMA BRB was more effective in
reducing the seismic response under the E1 earthquake.
Zhao et al. [36] put forward a new type of brace, the maintenance-free steel-composite buckling restrained brace (MFSC-BRB). The inner core was steel, and the restraint unit was a ribbed
glass fiber-reinforced polymer (GFRP) rectangular tube. Under the action of a low weekly repeated loading test, it was found that MFSC-BRB had good integrity and light weight and good
energy dissipation capacity. Moreover, MFSC-BRB was suitable for high-rise buildings and bridge engineering. Li et al. [37] proposed using double A5083 aluminum alloy inner cores of BRB.
The BRB had the advantages of being lightweight and low-cost with well energy consumption capacity. Yang et al. [38] proposed a combined angle steel BRB with different filling materials
and unbonded materials. The results showed that the lightweight aggregate concrete made BRB lighter, and the friction made the performance of BRB worse.
In summary, the construction of traditional BRBs has been continuously updated and developed. When BRB plays its energy dissipation role, the inner core is the main force-bearing
component, so the form and material of the inner core are the focus of research. New BRBs still have the parts of the inner core and the outer constraint unit, and some of the inner filling
material is omitted to achieve a lighter effect. Some add springs and other components to give them the ability to reset. The inner cores are lighter and easy to change. As shown in Table 1,
new BRBs show an excellent energy dissipation capacity than traditional BRBs. BRBs also have other disadvantages; only the most influential friction is listed in the table. All steel BRBs
show excellent performance in load-carrying capacity and energy-dissipating capacity.
Table 1. Summary of advantages and disadvantages of different BRBs.
The length and thickness of the core plate are the focus of attention in the experiments. The energy dissipation capacity of BRBs increased with the decrease in the width-to-thickness and
the slenderness ratio. More tests are needed on the parameters of BRBs. For BRBs with self-centering ability, the increase of precompression and stiffness of disc spring will increase the
load-carrying capacity of the BRBs, but attention should be paid to local deformation. Through theoretical and practical research, BRBs have gradually become reliable damping elements
and are expected to be widely applied in practical structures.
In the design of BRB, Technical Specification for Seismic Energy Dissipation of Buildings (JGJ 297-2013) stipulates the value of the common core section size of the BRB: for the one-shaped
core, the width-thickness ratio is 10–20; cross-shaped core, the width-thickness ratio is 5–10; the diameter-thickness ratio of pipe section should not exceed 22. The American Seismic Code
AISC (341-10) stipulates the performance tests of BRB: the axial displacement is required to carry out two cycles of tension and compression cyclic loading, and then the fatigue loading is
carried out with the middle axial displacement until the bearing capacity of the member decreases, and the cumulative plastic strain in the process is required to reach 200 times the yield
strain. BRB load-carrying capacity and energy dissipation performance, the yield strength of steel core is closely related to the seismic grade of the structure and the fortification intensity of
the area. It is necessary to grasp the overall layout and performance of the structure and constantly improve the overall seismic performance by calculating.

340.

3. Study on Seismic Performances of BRBs
3.1. Seismic Performances of BRBs on Piers and Columns
A bridge pier is not only the main component used to bear a superstructure but also the main component that bears the structure’s seismic inertial force. Significant damage to the bridge
pier will lead to the collapse of the bridge, which will be difficult to repair quickly after an earthquake. If BRBs are installed on bridge piers, the BRBs will preferentially consume energy to
mitigate the seismic response, thereby preserving the integrity of the pier [39].
Li et al. [40] proposed a method of setting BRBs on regular and irregular bridge piers of double-column bridges in mountainous areas and studied the damping effect of BRBs through
spectral analysis, nonlinear analysis, and incremental dynamic analysis. It was found that the BRBs could reduce the bearing forces of the bridge piers during small earthquakes but increase
the foundation shear. During large earthquakes, the damping rates of the bridge piers with BRBs decreased with the increase in the peak seismic acceleration, and the residual
displacement also decreased accordingly. The BRB design with a diagonal multilayer arrangement on 60-m double-column high piers that was introduced by Xie et al. [41] could achieve
40% and 50% damping effects on the curvature of the pier bottom section and the displacement of the pier top, respectively. Dong et al. [42] studied the influence of the BRB arrangement
and yield strength on the seismic responses of bridges with different pier heights using nonlinear analysis, and the results showed that when the pier height was approximately 9 and 18 m,
the single-inclined-pole BRB and the double-parallel-inclined-pole BRB were the optimal arrangements, respectively, and achieved the best seismic performances. The core section of the
BRB on the different high piers of bridges should be steel with different yield points. Liu et al. [43] studied the optimal placement principle of BRBs in replaceable high piers. The results
showed that BRB arranged in the area above 1/2 pier height could better play the role of damping energy dissipation, and the arrangement of BRB should consider the principle of lateral
stiffness ratio of the pier column. Zheng et al. [44] studied the damping effect of BRB location, installation angle, and quality on the tall piers of continuous rigid frame bridges. The results
showed that BRB installed in the middle of the piers could improve the longitudinal seismic performance of the bridge.
The damping effect of BRBs arranged on the bridge bents with double piers was studied by Shi et al. [45,46,47] using nonlinear analysis, and it was found that the seismic damage of regular
and irregularly framed bent piers could be effectively reduced when the horizontal yield displacement ratio of the BRB to the shelf pier was 0.5–1.5, and the horizontal stiffness ratio was
0.5–2. Sun et al. [48] used incremental dynamic analysis and quasi-static tests to set the BRB on bridge bents and found that the core section of the BRB would affect its yield strength,
which could delay the failure process and improve the stiffness of the bridge bents. El-Bahey et al. [49] applied BRBs on the seismic reinforcements of curved bridge piers to improve their
stiffness and strength and found that the BRBs kept the piers elastic through hysteretic behavior to dissipate earthquake energy. Zhang et al. [50] selected an elevated highway doublecolumn pier system with a BRB as the research object and studied the working principle of the BRB through a nonlinear analysis method. They found that the axial force of the pier could be
reduced by repeated energy dissipation after BRB yield. When two single-diagonal brace BRBs with an equivalent cross-sectional area of 4000 mm2 were selected, the bending moment
and shear damping rate of the pier bottom reached 40% and 35%, respectively.
Through a lot of research, the optimum mechanical parameters of BRB can effectively protect the column piers and improve the seismic performance of the bridge substructure. When BRB
is arranged between piers, it is mainly arranged laterally. BRB has obvious damping effect because BRB is easier to enter the yield state and plays the role of energy dissipation under
horizontal earthquakes. When the height of the pier is different, the BRB dissipates energy by changing the transmission path of the force, and the damping effect of the high pier is better
than that of the low pier. The arrangement and quantity of BRBs need to be determined according to the form and height of the pier.
3.2. Seismic Performances of BRBs on Girder Bridges
The girder bridge is a very important type of modern bridge, which is the most basic bridge type. Many scholars have conducted experimental and theoretical research on BRB
arrangements in beam bridges as a seismic measure.
Carden et al. [51,52] proposed using BRB as ductile end cross frames and compared it against the performance of yielding X braces of a steel girder bridge, as shown in Figure 12. Through
the cyclic loading test, the BRBs were less likely to need replacing than X braces after an earthquake with better energy dissipation.

341.

Figure 12. End cross frames in bridge model using BRBs.
Upadhyay et al. [53,54] proposed the use of a curved beam bridge as a background and arranged BRBs and SCEDBs between the cover beam and the pier. The performances were
compared through nonlinear analysis and incremental dynamic analysis under far-field and pulsed earthquakes. It was found that both the BRBs and SCEDBs improved the seismic
performances of the bridges, and the SCEDBs had significant advantages in reducing the residual displacements of the bridges. Bazaez et al. [55,56] conducted tests and numerical studies
on a BRB in a reinforced-concrete anti-bending bridge and proved its effectiveness. Xu et al. [57] studied the seismic response of a typical double-column curved high-pier bridge and
analyzed the efficiency of using a BRB by arranging the BRB between tie beams. Using nonlinear and vulnerability analysis, they showed that the BRB could effectively reduce the seismic
vulnerability and improve the performance of the original bridge regardless of whether the response was linear or nonlinear. Wang et al. [58] selected a box-girder bridge as an example
and arranged a BRB between the cover beam and the pier in Figure 13. Through nonlinear analysis, they found that the BRB could improve the seismic performance of the bridge under
normal and extreme-use conditions by reducing the bending moments, displacements, and strains of the concrete columns and reducing the potential damage to the shear keys between
the columns and abutments. Besides, BRBs improved the life safety of bridges.

342.

Figure 13. The layout of BRBs between piers and cover beam.
Ijan et al. [59] tested a resilient post-tensioned hybrid bridge bent with a diagonal BRB between the cap beam and the footings. The system, which had BRB of a resilient post-tensioned
bridge bent, was effective and could make the bridge restore quickly. Then, Ijian et al. [60] tested a post-tensioned bridge bent with BRB (PT-BRB), which could tolerate a much higher
earthquake demand.
Dong [61] proposed the design concept of applying BRBs and SCEBs on a double-column bridge, with a reinforced-concrete double-column bridge as the research object. Through quasistatic tests and nonlinear analysis, it was found that the SCEBs could improve the transverse stiffness of the bridge and the energy dissipation capacity and also protect the main pier
structure and bridge from suffering damage and undergoing residual displacement. Celik et al. [62] proposed the concept of a bidirectional ductile end diaphragm system (EDS) and
arranged BRBs on the end diaphragm of a straight steel bridge, as shown in Figure 14. The results showed that the two schemes could effectively resist the longitudinal and transverse
seismic forces, and that scheme A had a lower yield force and simpler connections than scheme B. Based on EDS, Xiao et al. [63] designed and tested two types of BRBs with pin-end
connections of a single-span steel slab-on-girder bridge. The results showed a recommended design procedure of EDS in both skew and nonskew bridges to ensure BRB performance. Xiao
et al. [64] then studied the effect of temperature changes on the BRB design in EDS. By low-cycle fatigue analyses, the minimum ratio of the BRB length over the bridge length should at
least be 6% to satisfy the bridge 75 years of design life.

343.

Figure 14. Two schemes of bridge end diaphragm reconstruction [62]. Reproduced with permission from [Oguz C], [Engineering Structures]; published by [Elsevier], [2009]. (A) Scheme A;
(B) Scheme B.
3.3. Seismic Performances of BRBs on Cable-Stayed Bridges
As one of the main bridge types for large-span bridges, cable-stayed bridges have large spanning capacities and beautiful structures. During an earthquake, most of the inertial forces of the
main girder of a large-span cable-stayed bridge are transmitted to the towers through the stay cables, resulting in increased movement at the base of the tower, accompanied by excessive
main girder displacement, which can easily cause bridge instability. The introduction of BRBs into cable-stayed bridges as a damping measure has been proposed as a new seismic system.
Sun et al. [65] proposed a method of using energy-dissipating auxiliary piers to control seismic damage of long-span cable-stayed bridges. It was found that the higher the yield strength
was, the smaller the dip angle and the larger the cross-sectional area of the BRB were, and the stronger the energy dissipation capacity of the auxiliary pier would become. With the
background of a concrete cable-stayed bridge with two towers and two cables under construction, and a low center of gravity, Zhang et al. [66] proposed eight combined earthquakeresistance measures by changing the pier column section and BRB forms in Figure 15. Nonlinear analysis showed that the BRB improved the transverse seismic performance of the side
span pier column, and the scheme in which the side span pier column was changed into a double-limb section and the BRB was arranged across the section had the best seismic
performance.

344.

Figure 15. The layout of BRBs across the section of pier.
Li proposed a new energy dissipation method of setting BRBs in the longitudinal bridge direction between the tower (pier) and a beam of a sea-cable-stayed bridge [67]. Chen et al. [68,69]
compared the seismic responses of an original bridge structure to the same bridge with a vicious damper or a BRB, as shown in Figure 16. It was found that the BRB could control the
displacement of the bearing and the top of the tower and greatly reduce the bending moment of the tower (pier) compared with the VD.

345.

Figure 16. Schematic of BRBs in cable-stayed bridge.
3.4. Seismic Performance of BRB on Arch Bridges
Ordinary seismic isolation bearings are not suitable for special bridge types, such as long-span arch bridges, so BRBs are novel damping structures for arch bridges. Usami et al. [70] first
conducted a cycle test on BRBs and determined that the maximum strain the BRB could withstand was greater than 20 times the yield strain of steel. With the background of a steel arch
bridge, BRBs were installed in a herringbone pattern on the columns and main arch in Figure 17. Nonlinear analysis showed that the seismic performance of the steel arch bridge was
improved effectively. Based on this bridge, Chen et al. [71] performed dynamic analysis by inputting ground motions one and three times. They found that the BRB installed near the top of
the side piers and the arch ribs could withstand repeated earthquakes and that the BRB could fully consume energy and improve the seismic performance of the arch bridge.
Figure 17. Schematic of BRBs in arch bridge [70]. Reproduced with permission from [Hanbin Ge], [Earthquake Engineering and Structural Dynamics]; published by [John Wiley and Sons],
[2005].

346.

Zhang et al. [72] selected a long-span steel truss railway arch bridge spanning a V-shaped canyon, arranged a speed-locking device and a VD at the junction pier in the longitudinal direction,
and set K-shaped BRBs at the bottom and top of the chord planes in the main arch ring in the transverse direction. The nonlinear analysis showed that the VD made the bending moment
and shear damping rate of each bar in the arch springing section reach 10%, and the BRB resulted in up to a 20% reduction of the internal forces at the bottom section of the columns on
each arch. Li et al. [73,74] studied the aseismic problems of arch bridges and proposed a method with BRBs instead of beams or transverse braces to form an energy dissipation system
under strong earthquakes in Figure 18. In this paper, three layout methods (near the arch springing, at the top of the arch, and using the arch springing to fix the independent K-brace of
the beam) were introduced, and the application prospects and values of the BRB in the energy dissipation and damping design of the arch bridge were emphasized. Gao et al. [75] applied
BRBs on a steel truss arch bridge. The elastic-plastic time history analysis showed that BRB could reduce the internal forces and displacements of the arch ribs by replacing a portion of the
normal bars. Shao et al. [76] studied that BRB arranged between bent piers could improve the lateral seismic performance of light, flexible arch bridges under long-period ground motions.
The damping effect of BRB will be influenced by the types of ground motions and the yield strength of BRB. However, BRB might increase the damage of high piers, and the vertical ground
motions should be considered.
Figure 18. Schematic of BRBs in arch bridge.
Table 2 shows the layouts of BRBs on different bridges, and BRBs had obvious advantages in improving the bridges’ seismic performance. BRBs also had little disadvantages, which could be
improved without having a large impact on bridges. BRB is a new way to build seismic bridges, which gives the bridge a recoverable function. Due to the special complexity of the bridge
structure, there is no common method of BRB in the bridge, and it is necessary to study separately for different bridges. The seismic capacity of the bridge can be calculated mainly with the
methods of the response spectrum, time history analysis, and pushover analysis [77]. Through the analysis results, the weak parts of the bridge are obtained and reinforced by BRB.
Table 2. Summary of BRBs-installed on the bridges.
3.5. Study of BRBs on Actual Bridges
After decades of development, BRBs have transitioned from laboratory research to practical engineering applications. Some countries and regions in the world have already applied BRBs in
projects, which has played an exemplary role in the popularization of BRB applications in bridge seismic structures.
Taking Yong Ning Yellow River Bridge (Figure 19) as an example, Guo et al. [78] studied the seismic response regularity and reasonable damping system of a long-span concrete cable-stayed
bridge under a strong earthquake. Through nonlinear analysis, the elastic cable with a VD was used at the connection between the tower and beam, and a BRB was used at the connection
between the pier and beam. It was found that the BRB reduced the bending moment of the bridge transverse pier by more than 75%, which proved the necessity and effectiveness of the
BRB.

347.

Figure 19. Yong Ning Yellow River Bridge [79].
Monito Bridge [80,81,82] is located on the Osaka line of the Hanshin Highway in Japan. It is the third longest truss arch bridge in the world, with a total length of 980 m, as shown in Figure
20. By replacing the diagonal braces on the original cross-linked main tower and the vertical braces of the main tower with BRBs, the maximum reductions in the internal forces of the
upper and lower chord bars were determined to be 85% and 42%, respectively, through dynamic analysis.

348.

Figure 20. Schematic of BRBs in Monito Bridge.
Wangdu Bridge [80,81,82], Hiroshima Prefecture, Japan, has a span of 99 m. The location of the BRBs on the bridge is shown in Figure 21. It was found that the stress ratio of all the
members was reduced by more than 50%, and the BRBs improved the seismic performance of the arch bridge through dynamic time-history analysis.
Figure 21. BRB layout of Wangdu Bridge.
Luding Dadu River Bridge [83] is a suspension bridge with a total length of 1100 m. The BRB was arranged on the layout of the BRB on the bridge, as shown in Figure 22. The nonlinear
analysis showed that the combination of a BRB as the central buckle and a VD in the high seismic area could effectively mitigate the seismic response of the long-span bridge. The
longitudinal displacement of the main beam could be reduced by 76% at most, and the shearing force of the main tower could be reduced by 30%.

349.

Figure 22. BRBs as the central buckle in Luding Dadu River Bridge.
3.6. Research on BRBs at the Nodes
The nodes where the BRB is connected to the bridge will restrain the bridge under an earthquake and should theoretically have some energy dissipation capacity. Reasonable and reliable
nodal connections can improve the overall seismic performance of the bridge and should be considered in the theoretical analysis. There is less research related to the connection of the
BRB to the bridge, and similar connections in building structures should be studied.
Zhang et al. [84] proposed semi-rigid nodes connected by bolts and angle steels instead of the original rigid nodes of the BRB. Quasi-static tests of three steel specimens with different
thicknesses showed that the energy dissipation capacity of beam-to-column nodes increased with the number of semi-rigid joints, but the energy dissipation capacity of the BRB decreased
with the influence of the semi-rigid nodes.
Zhao et al. [85] proposed to adopt a new type of sliding anchorage plate node in the soldering between the BRB and the frame, as shown in Figure 23. The beam and column side preburied parts were positioned by positioning angles, positioning plates, and bolts, and then they were plug-welded to the anchor plate. The positioning plates and positioning angles were
removed after pouring and maintaining the concrete. Finally, the nodal plate was connected to the anchor plate by a welded seam. A quasi-static test showed that the new node effectively
improved the seismic performance of the BRB-RC frame and effectively reduced the beam bending deformation in the joint plate area and the influence on the BRB deformation.

350.

Figure 23. Details of sliding gusset connection.
Bai et al. [86] proposed a perfobond strip connector (PBL) gusset plate connection and applied it to RC frame structures. The PBL joint plate can be divided into two parts according to its
function. The first part is the external part corresponding to the traditional joint plate, which is exposed outside the beam and column concrete and directly connected with the BRB; The
second part is the part embedded in the concrete of the beam-column, which mainly transmits the BRB axial force from the external joint plate through PBL, as shown in Figure 24. The
results showed that PBL could effectively improve the bearing capacity and seismic performance of the node.

351.

Figure 24. Schematic diagram of PBL gusset connection.
Li et al. [87] proposed an end directly connected triple steel tube buckling-restrained brace (EDTBRB). The results showed that the direct end connection improved the end stress and
effectively avoided the yield or failure of the joint section before the core unit.
The new joint can effectively release the tangential constraint between the joint plate and the sub-frame, reduce the opening and closing effect, the shear force, and plastic damage of the
sub-frame beam and column, and give full play to the energy dissipation effect of BRB. Therefore, it reflects that more attention should be paid to the node problem when BRB is connected
to the bridge to ensure the stability of BRB and bridge safety. The design of the node needs to be determined according to the specification.
4. Damping Effect of BRB
4.1. Comparison of BRB with Other Seismic Isolation Components
In recent years, seismic isolation devices have been widely used in bridge engineering [88,89,90,91]. Common seismic isolation devices include bearings (such as lead rubber bearings and
sliding friction bearings), dampers (such as fluid VDs and BRBs), and limiting devices. The seismic isolation device is divided into damping and isolation methods, and the isolators will first
enter the plasticity to produce a lot of damping and consume a lot of energy entering the structural system; the dampers will prevent seismic energy from entering the structure. The two
working principles are different, but they will weaken the impact of the earthquake on the main structure. BRBs, as braced and energy-dissipating dampers, have demonstrated superior
seismic performances compared to other seismic isolation devices.
Marco et al. [92] proposed fast design procedures for isolation systems. According to the design period and design equivalent viscous damping, three individual isolation systems (Low and
High Damping Rubber Bearings, Lead Rubber Bearings, and Curved Surface Sliders) were designed. The nonlinear time history analyses demonstrated that the design procedure of a

352.

building was effective in the isolator peak displacement demand and the building base-shear response. Alper et al. [93] used curved surface sliders (CSS) in an elevated silo group. The
incremental dynamic analysis demonstrated that CSS reduced the response of all parameters and the collapse risk under strong earthquakes. Young et al. [94] used rubber friction bearing
(RFB) and BRB systems in the same frame. Numerical results through nonlinear time-history analysis showed that the combination of isolators and BRB systems was a good choice to
safeguard the structure and minimize damage under earthquakes. Afshin et al. [95] used nonlinear viscous dampers (NVDs), which are arranged on the first two panels from each side of
the arch and connected to the truss layers. Nonlinear analysis showed that by using the proposed damping correction factor, the mechanical properties of NVDs could be selected, and the
seismic requirements of the bridge could be satisfied. Li et al. [96] proposed a hybrid isolation system consisting of a BRB and a VD. This system effectively dissipated energy and protected
a high-rise building under the actions of earthquakes and winds. Moreover, BRBs were combined with isolators to simultaneously mitigate the seismic responses of bridges.
Shi et al. [12] proposed a toggle BRB system that combined the structural fuse concept with toggle brace mechanisms. The system could improve the energy dissipation capacity of the BRB
and keep the RC bridge bents elastic. Liu et al. [97] proposed two different hybrid isolation systems (RB (Rubber Bearing)–BRB and LRB (Lead Rubber Bearing)–BRB) on bridge piers. Based
on the nonlinear time history, results demonstrated that the LRB–BRB was the most effective isolation system. Guo proposed et al. [98] a new lateral isolation system composed of elastic
cables and fluid viscous damper at the girder–tower connections, and BRBs were used for lateral isolation of the piers. Numerical results through nonlinear time history analysis showed
that the new system could properly control the seismic responses of the bridges. Li et al. [99] studied three different systems (without braces, with SC-BRBs, and with lock-up self-centering
buckling-restrained braces (LU-SC-BRBs)), taking a continuous beam bridge as the background, as shown in Figure 25. Through modal analysis, it was found that the LU-SC-BRB could
effectively control the pier bottom bending moment, shear force, and pier top longitudinal displacement. The LU-SC-BRB had a stronger energy dissipation capacity and a longer life cycle
than other systems, and it improved the seismic capacity of the bridge.
Figure 25. Composition of lock-up self-centering buckling-restrained brace (LU-SC-BRB).
Joel et al. [100,101] studied the feasibility of installing BRBs on the Vincent Thomas Bridge to reduce the maintenance cost of the bridge by replacing the problematic VDs of the original
bridge. The results showed that the BRBs were effective on long-span bridges. Upadhyay et al. [102] conducted in-situ quasi-static tests on a bending bridge with two seismic retrofitting
schemes involving BRBs and SCBs that were arranged diagonally on the piers. Nonlinear analysis and incremental dynamic analysis were used to compare and evaluate the performances of

353.

the two schemes and the original bridge. The results showed that both schemes improved the seismic performance of the bridge and that the BRB had a better effect in reducing the peak
displacement and achieved greater cumulative energy dissipation than the SCB. However, the SCB was better at reducing the residual displacement and had a lower maintenance cost than
the BRB while also improving the elasticity.
Montazeri et al. [103] studied three different seismic measures: the lead rubber bearing (LRB), friction pendulum system (FPS), and BRB (installed between three-column piers) against the
background of a four-span girder bridge using nonlinear analysis and seismic fragility analysis. Based on the results, they found that all of the seismic measures effectively improved the
stiffness of the bridge and that the BRB could effectively mitigate the seismic response under a strong earthquake with a high maintenance cost. Dong et al. [104] installed SC-BRBs and
BRBs on reinforced-concrete double-column bridge piers and conducted large-scale quasi-static cyclic loading tests to study their hysteretic behaviors. The study found that the SC-BRBs
significantly improved the strength and stiffness of the piers and reduced their residual displacements.
4.2. Combining BRBs with Other Seismic Isolation Components
It is crucial to choose effective seismic isolation devices in seismic design. Combining BRBs with other seismic isolation devices can meet the damping needs of bridges at different locations
and orientations.
Liu et al. [105] proposed a bidirectional seismic isolation system with BRBs in the longitudinal direction and LRBs in the transverse direction with double-column piers. Their study found,
through nonlinear analysis, that the combined application system was superior to the separately arranged system, which could effectively protect the piers by reducing the plastic
deformation and residual displacement angle of the piers. Liu et al. [106] proposed the joint damping measures of arranging BRBs between the bottom of the main beam and the bent cap
of the curved bridge and arranging lead rubber bearings at the bent cap of the pier. Three operating conditions were compared under near-fault ground motion: without BRBs, with BRBs
placed between the side pier girders, and with BRBs placed between the middle pier girders. It was found that the joint damping measures with BRBs installed in the middle pier and lead
rubber bearings at the abutment of the curved bridge had the best damping effect, which could effectively reduce the displacement of the main beam and the possibility of falling beams as
well as mitigate the seismic response of the pier. Guo et al. studied the damping measures of a VD and a BRB center buckle on a suspension bridge. The truss stress and longitudinal beam
displacement near the central buckle of the BRB decreased with the increase in the damping constant, which proved the effectiveness of the combined application. Shi et al. [107,108]
proposed a damping system with a combination of bearings, SCEDBs, and BRBs between piers and beams and found that bearings could bear the rotational displacement of the beam, the
BRBs reduced the horizontal displacement, and the SCEDBs controlled the residual displacement. Based on the dynamic time-history analysis of a three-span continuous railway beam arch
bridge, it was found that the combined application of SCEDBs and BRBs controlled the self-recovery ratio between 0.02 and 0.15, effectively reduced the seismic response, and controlled
the residual displacement under near-fault ground motion, and that the damping rate was up to 94%. Bai et al. [109] proposed a new shock absorption system, which had a BRB and a cable
restrainer on simply-supported girder bridges. The results showed that the system could control the longitudinal seismic responses of girders and transition pier. However, the specific
parameters need further study.
The longitudinal arrangement of other seismic isolation devices on the superstructure can reduce the displacement of the main beam, and the transverse arrangement of BRBs on the
substructure can reduce the seismic response of the piers. The bidirectional seismic isolation system can play their respective roles in the longitudinal and transverse directions and
maximize the overall seismic performance of the bridge.
5. Conclusions and Expectations
BRBs are widely used in buildings, but only slight progress has been made in bridge engineering. Various scholars have modified the structures of traditional BRBs. Through continuous
research and tests, BRBs have developed into lightweight and high-performance components. This paper provides a detailed overview of the current research status of BRBs around the
world and looks to the future of BRB research:
(1)

354.

The damping effect of the BRB is closely related to its yield strength, layout form, structure styles, and other parameters. Using new materials and new structures, the BRB form is simplified
and easy to install and disassemble so as to meet the economic applicability of the bridge structure with replaceable components. Different parameters and arrangements of the BRB have
been tested and simulated to improve the hysteresis performances of BRBs and to mitigate the responses of bridges at critical locations to select a reasonable damping solution.
(2)
Most of the BRB placement positions have been on pier columns, and there has been little study on whether the placement in other positions has a good damping effect on bridges. This
paper proposes the idea of using BRBs in the superstructures of arch bridges and cable-stayed bridges and proves its feasibility in theory.
(3)
The connection nodes between BRBs and structures have an impact on structural deformation. Ensuring the stability and reliability of the nodes can fully exploit and enhance the energy
dissipation of the BRB. The nodes connecting BRBs and bridges are not well studied and need to be studied independently. The node parameters need to be further determined according
to the structure and BRB.
(4)
Compared with other damping and isolation devices, BRBs show better performances, and when used with other components simultaneously, the whole bridge will achieve a better
damping effect. The location of the seismic isolation components should be arranged according to the damage control parts of the bridge, and the type should be selected according to the
structure of the bridge. There are many kinds of energy dissipation devices with strong nonlinearity and different damping mechanisms, so there is a large research space for the
determination of their seismic capacity.
The application of BRBs in bridge engineering requires in-depth experimental research and refined numerical simulation analysis. Based on the hysteresis performances of BRBs, their
construction form should be simplified and optimized, and the seismic response characteristics of various bridge systems should be combined to make BRBs more reliable seismic isolation
components. The application of SC-BRB can be considered more to control the seismic damage of key components and ensure the rapid recovery of bridges after earthquakes.
6. Patents
Seismic structure of long span cable-stayed bridge with buckling restrained brace (CN201620827938.5). A new transverse seismic structure system of ribbed arch bridge with buckling
restrained brace (CN201320427345.6).
Author Contributions
Conceptualization, X.L. and D.W.; Methodology, X.L., J.Z. and D.W.; Software, X.L. and J.Z.; Validation, X.L. and J.Z.; Formal analysis, X.L. and J.Z.; Investigation, X.L., J.Z. and D.W.; Resources,
X.L. and J.Z.; Writing—original draft preparation, X.L. and J.Z.; Writing—review and editing, J.Z. and Y.Z.; Visualization, J.Z.; Supervision, X.L. and J.Z.; Project administration, X.L. and D.W.;
and Funding acquisition, X.L. All authors have read and agreed to the published version of the manuscript.
Funding
This research was funded by the National Natural Science Foundation of China (51708081).
Institutional Review Board Statement

355.

Not applicable.
Informed Consent Statement
Not applicable.
Data Availability Statement
Not applicable.
Conflicts of Interest
The authors declare no conflict of interest.
References
Yoshino, T.; Karino, Y. Experimental study on shear wall with braces: Part 2. Summaries of technical papers of annual meeting. Archit. Inst. Jpn. Struct. Eng. Sect. 1971, 11, 403–404. [Google
Scholar]
Wakabayashi, M.; Nakamura, T.; Katagihara, A.; Yogoyama, H.; Morisono, T. Experimental study on the elastoplastic behavior of braces enclosed by precast concrete panels under
horizontal cyclic loading: Parts1&2. Summ. Tech. Pap. Annu. Meet. 1973, 6, 1041–1044. [Google Scholar]
Aiken, I.D.; Mahin, S.A.; Uriz, P. Large-scale testing of buckling restrained braced frames. In Proceedings, Japan Passive Control Symposium; Tokyo Institute of Technology Yokohama: Tokyo,
Japan, 2002. [Google Scholar]
Hao, C.; Guo, S.; Wei, Y. Hysteretic behavior of new type ductile assembled buckling-resistant braces. J. Suzhou Univ. Sci. Technol. (Eng. Technol.) 2021, 34, 29–36. [Google Scholar]
Ying, Z.; Qiang, Z.; Wei, Q.; Si, W. Study on the new type of double square steel tube buckling restrained braces with restraint built-in. Earthq. Resist. Eng. Retrofit. 2020, 42, 41–46. [Google
Scholar]
Tsai, K.C.; Hwang, Y.C.; Weng, C.S. Seismic Performance and Applications of Double-Tube Buckling-Restrained Brace. Prog. Steel Build. Struct. 2005, 7, 1–8. [Google Scholar]
Yan, G.; Bo, Z.; Zi, J.; Hang, C. Critical load and application of core-separated buckling-restrained braces. J. Constr. Steel Res. 2015, 106, 1–10. [Google Scholar]
Yan, G.; Jing, T.; Bo, Z.; Bo, Z.; Yong, P. Theoretical and experimental investigation of core-separated buckling-restrained braces. J. Constr. Steel Res. 2017, 135, 137–149. [Google Scholar]
Cong, Z.; Yi, Z.; Guo, S.; Tao, W.; Tian, P.; De, W. Quasi-Static Cyclic Tests on The Hysteretic Behavior of Buckling-Restrained Braces with A T-section Core. Eng. Mech. 2021, 38, 124–132,
181. [Google Scholar]
Cahís, X.; Simon, E.; Piedrafita, D.; Catalan, A. Core behavior and low-cycle fatigue estimation of the Perforated Core Buckling-Restrained Brace. Eng. Struct. 2018, 174, 126–138. [Google
Scholar] [CrossRef]
Yun, Z.; Chen, G.; Gen, Z.; Shi, T. Study on design method of perforated steel-plate assembled buckling-restrained brace. China Civ. Eng. J. 2019, 52, 57–65. [Google Scholar]

356.

Yan, S.; Zheng, Z.; Hong, Q.; Jian, H.; Zhi, S. Toggle buckling-restrained brace systems and a corresponding design method for the seismic retrofit of bridge bents. Eng. Struct. 2020, 221,
110996. [Google Scholar]
Bao, H.; Qing, X. Theoretical Study and Numerical Analysis of “Cross-Like” Double Yield Buckling Restrained Brace. Prog. Steel Build. Struct. 2022, 24, 98–107. [Google Scholar]
Guo, W.; Li, J.; Xiang, N. Seismic Performance of the Buckling-Restrained Brace Central Buckle for Long-Span Suspension Bridges. J. Earthq. Tsunami 2018, 12, 1850015. [Google Scholar]
[CrossRef]
Wei, L.; Song, S.; Xin, Q.; You, P.; Qi, Q. Study of Seismic Mitigation Performance of BRB Central Buckle of Suspension Bridge. Bridge Constr. 2022, 52, 61–68. [Google Scholar]
Yan, G.; Peng, Z.; Meng, W.; Yong, P.; Mark, B.; Jing, T. Experimental and numerical studies of hysteretic response of triple truss-confined buckling-restrained braces. Eng. Struct. 2017, 148,
157–174. [Google Scholar]
Chun, W.; Ye, L.; Li, Z. Experimental and numerical studies on hysteretic behavior of all-steel bamboo-shaped energy dissipaters. Eng. Struct. 2018, 165, 38–49. [Google Scholar]
Arash, A.H.; Hashemi, S.S. Parametric study on the structural performance of ordinary, bamboo-shaped and triple-truss confined all-steel BRBs with a circular core cross-section. Asian J.
Civ. Eng. 2023, 1, 17. [Google Scholar]
Xi, L.; Yun, C.; Yuan, M. A new concept of structural aseismic design—Recoverable functional structure. J. Tongji Univ. (Nat. Sci.) 2011, 39, 941–948. [Google Scholar]
Xi, L.; Ying, Z.; Cong, C. Research progress on innovative earthquake-resilient structural systems. Harbin 2014, 34, 130–139. [Google Scholar]
Christopoulos, C.; Tremblay, R.; Kim, H.; Lacerte, M. Self-Centering Energy Dissipative Bracing System for the Seismic Resistance of Structures: Development and Validation. J. Struct. Eng.
2008, 134, 96–107. [Google Scholar] [CrossRef]
Tremblay, R.; Lacerte, M.; Christopoulos, C. Seismic Response of Multistory Buildings with Self-Centering Energy Dissipative Steel Braces. J. Struct. Eng. 2008, 134, 108–120. [Google Scholar]
[CrossRef]
Yun, C.; Yi, C.; Huan, J.; Dong, Y.; Bao, C. Research progress in self-centering energy dissipating braces. Earthq. Eng. Eng. Vib. 2014, 34, 239–246. [Google Scholar]
Ying, Z.; Yi, X.; An, G. Self-centering braced rocking frame systems and displacement-based seismic design method. J. Build. Struct. 2019, 40, 17–26. [Google Scholar]
Qiang, H.; Zhen, J.; Yu, Z. Review of Seismic Resilient Bridges Structures: Rocking Bridges. China J. Highw. Transp. 2021, 34, 118–133. [Google Scholar]
Han, Q.; Jia, Z.; Xu, K.; Yu, Z.; Xiu, D. Hysteretic Behavior Investigation of Self-centering Double-column Rocking Piers for Seismic Resilience. Eng. Struct. 2019, 188, 218–232. [Google
Scholar] [CrossRef]
White, S.; Palermo, A. Quasi-static Testing of Posttensioned Nonemulative Column-footing Connections for Bridge Piers. J. Bridge Eng. 2016, 21, 04016025. [Google Scholar] [CrossRef]
Long, X.; Peng, C. The Hysteretic Behavior and Working Mechanism of Self-Centering Steel Buckling-Restrained Braces. Eng. Mech. 2020, 37, 147–156. [Google Scholar]
Qiang, H.; Zhen, J.; Xiao, W.; Chao, W. Behavior Test and Restoring Force Model of Disc-Spring Self-Centering Buckling-Restrained Braces. Eng. Mech. 2018, 35, 144–150, 190. [Google
Scholar]

357.

Hui, D.; Xiu, L.; Qiang, H.; Hong, B.; Kai, B.; Xiao, W. Performance of an innovative self-centering buckling restrained brace for mitigating seismic responses of bridge structures with doublecolumn piers. Eng. Struct. 2017, 148, 47–62. [Google Scholar]
Chou, C.; Tsai, W.; Chung, P. Development and validation tests of a dual-core self-centering sandwiched buckling-restrained brace (SC-SBRB) for seismic resistance. Eng. Struct. 2016, 121,
30–41. [Google Scholar] [CrossRef]
Alireza, T.; Mieczysław, K.; Magdalena, Ł.; Ehsan, F.; Mohamamd, N.; Paolo, G.; Shao, L. Application and modelling of Shape-Memory Alloys for structural vibration control: State-of-the-art
review. Constr. Build. Mater. Part B 2022, 342, 127975. [Google Scholar]
Seyede, H.; Pouraminian, M.; Abbas, S.; Somayyeh, P. Probabilistic Assessment the Seismic Collapse Capacity of Buckling-Restrained Braced Frames Equipped with Shape Memory Alloys. J.
Struct. Constr. Eng. 2021, 8, 129–149. [Google Scholar]
Can, Q.; Ai, Z.; Tian, J.; Xiu, D. Seismic performance analysis of multi-story steel frames equipped with FeSMA BRBs. Soil Dyn. Earthq. Eng. 2022, 161, 107392. [Google Scholar]
Yin, S. Bridge Structure Based on New SMA-Buckling Constrained Support Shock Absorption Analysis; Yanshan University: Qinhuangdao, China, 2020. [Google Scholar]
Jun, Z.; Hui, W.; Jun, D.; Li, Z. Experimental Study of Maintenance-Free Steel-Composite Buckling Restrained Braces. Materials 2022, 15, 5538. [Google Scholar]
Guo, L.; He, Y.; Zeng, Q. Hysteresis performance test of double aluminum alloy plate assembled buckling restrained braces. J. Build. Struct. 2022, 6, 13. [Google Scholar]
Yan, Y.; Ting, H.; Bo, W.; Yu, C. Experimental study and finite element analysis for improved BRB of combined angle steel. Build. Struct. 2021, 51, 3. [Google Scholar]
Ai, Y.; Zhong, G.; Li, F. Seismic Design of Bridge; China Communications Press: Beijing, China, 2017. [Google Scholar]
Xiao, L.; Zhi, S.; Xin, L.; Dong, W. Seismic responses of double column bridge bents with buckling-restrained braces in mountain areas. J. Vib. Shock. 2018, 37, 173–180. [Google Scholar]
Wen, X.; Li, S. Research on seismic damage control of double-column high piers based on the concept of structural “fuse”. J. Vib. Eng. 2016, 3, 420–428. [Google Scholar]
Yang, D.; Yong, Z.; Lei, Z. Analysis on transverse damping performance of double column pier with BRB. Earthq. Eng. Eng. Vib. 2018, 38, 117–123. [Google Scholar]
Wei, L.; Xiu, X.; Yao, H. Influence of BRB Layout Principle on Seismic Response of High-Rise Pier with Replaceable Components. World Bridges 2022, 50, 81–87. [Google Scholar]
Wan, Z.; Yong, Z.; Huai, L.; Wen, G.; Hao, X. Study on the Seismic Mitigation Effect of Continuous Rigid Frame Bridge with Buckling Restrained Brace. Technol. Highw. Transp. 2020, 6, 54–59.
[Google Scholar]
Yan, S.; Jun, L.; Hong, Q.; Dong, W.; Jun, W.; Zhi, S. Review on Seismic Performance of Bridge Double-column Bents. China J. Highw. Transp. 2021, 34, 134–154. [Google Scholar]
Yan, S.; Zhan, Z.; Jian, H.; Ji, X. Parametric Analysis of Seismic Performance for Bridge Bents with Buckling-restrained Braces (BRBs). J. Sichuan Univ. (Eng. Sci. Ed.) 2018, 50, 71–76, 90.
[Google Scholar]
Yan, S.; Dong, W.; Jian, H. Displacement-based design method for bridge bents with buckling-restrained braces (BRBs). China Civ. Eng. J. 2017, 50, 62–68, 128. [Google Scholar]
Zhi, S.; Cheng, H.; Yan, S.; Dong, W. Seismic design of bridge bents with BRB as a structural fuse. J. Vib. Shock. 2015, 34, 199–205. [Google Scholar]

358.

El-Bahey, S.; Bruneau, M. Buckling restrained braces as structural fuses for the seismic retrofit of reinforced concrete bridge bents. Eng. Struct. 2011, 33, 1052–1061. [Google Scholar]
[CrossRef]
Yong, Z.; Yang, D.; Lei, Z. Seismic System of Double-column Bridge Piers. China Earthq. Eng. J. 2018, 40, 957–962. [Google Scholar]
Lyle, P.; Ahmad, M.; Ian, G. Seismic Performance of Steel Girder Bridges with Ductile Cross Frames Using Buckling-Restrained Braces. J. Struct. Eng. 2006, 132, 338–345. [Google Scholar]
Lyle, P.; Ahmad, M.; Ian, G. Seismic Performance of Steel Girder Bridges with Ductile Cross Frames Using Single Angle X Braces. J. Struct. Eng. 2006, 132, 329–337. [Google Scholar]
Upadhyay, A.; Pantelides, C.; Ibarra, L. Residual drift mitigation for bridges retrofitted with buckling restrained braces or self-centering energy dissipation devices. Eng. Struct. 2019, 199,
109663. [Google Scholar] [CrossRef]
Upadhyay, A.; Pantelides, C.; Ibarra, L. Seismic Performance of Curved Bridges on Soft Soils Retrofitted with Buckling Restrained Braces. In ASCE Specialty Conference, Proceedings; ASCE:
Reston, VA, USA, 2015. [Google Scholar]
Bazaez, R.; Dusicka, P. Cyclic behavior of reinforced concrete bridge bent retrofitted with buckling restrained braces. Eng. Struct. 2016, 119, 34–48. [Google Scholar] [CrossRef]
Bazaez, R.; Dusicka, P. Performance assessment of multi-column RC bridge bents seismically retrofitted with buckling-restrained braces. Bull. Earthq. Eng. 2018, 16, 2135–2160. [Google
Scholar] [CrossRef]
Chen, X.; Li, C. Seismic assessment of tall pier bridges with double-column bents retrofitted with buckling restrained braces subjected to near-fault motions. Eng. Struct. 2021, 226, 111390.
[Google Scholar] [CrossRef]
Yuan, W.; Luis, I.; Pantelides, C. Seismic Retrofit of a Three-Span RC Bridge with Buckling-Restrained Braces. Bridge Eng. 2016, 21, 4016073. [Google Scholar]
Ijan, D.; Chris, P. Resilient Posttensioned Bridge Bent with Buckling Restrained Brace. Bridge Eng. 2022, 27, 04021107. [Google Scholar]
Ijan, D.; Chris, P. Seismic Analysis of Posttensioned and Hybrid Bridge Bents with Buckling Restrained Braces. Bridge Eng. 2023, 28, 04022146. [Google Scholar]
Hui, D.; Yu, B.; Qiang, H.; Xiu, D. Mechanical Performance of New Type of Self-centering Energy Dissipation Brace and Its Application in Double-column Bridge Structures. China J. High W.
Transp. 2017, 30, 196–204. [Google Scholar]
Oguz, C.; Michel, B. Seismic behavior of bidirectional-resistant ductile end diaphragms with buckling restrained braces in straight steel bridges. Eng. Struct. 2009, 31, 380–393. [Google
Scholar]
Xiao, W.; Michel, B. Experimental Investigation of Buckling Restrained Braces for Bridge Bidirectional Ductile End Diaphragms. J. Struct. Eng. 2018, 144, 04018048. [Google Scholar]
Xiao, W.; Luna, N.; Michel, B. Low-Cycle Fatigue of Buckling Restrained Braces in Bidirectional Ductile End Diaphragms Due to Temperature-Change Effect on Bridge Superstructure. J. Bridge
Eng. 2019, 24, 04019014. [Google Scholar]
Li, S.; Jun, W.; Jian, L.; Hong, W. Numerical Investigation of Seismic Performance of Energy Dissipation Subsidiary Piers. Eng. Mech. 2014, 31, 57–67. [Google Scholar]
Chao, Z.; Lue, Q.; Xia, X.; Jun, S. Study of Transverse Seismic Protection Measures for Pier Columns in Side Spans of Cable-Stayed Bridge with Low Gravity Center. World Bridges 2020, 48,
65–70. [Google Scholar]

359.

Xiao, L.; Dong, W.; Zhi, S. Seismic Structure of Long Span Cable-Stayed Bridge with Buckling Restrained Brace. U.S. Patent CN201620827938.5, 4 January 2017. [Google Scholar]
Bao, C.; Dong, W.; Hong, L.; Shao, C.; Chao, L. Shock-absorbing restraint system and its seismic response of sea-crossing cable-stayed bridge installing BRB between towers and girders. J.
Vib. Eng. 2021, 34, 452–461. [Google Scholar]
Chen, B.; He, S.; Du, Y.; Chen, S.; Gao, J. Considering the interaction of seawater, seabed and cable-stayed bridge, the damping effect and optimal design of longitudinal BRBS. J. Vib. Eng.
2023, 1–13. Available online: http://zdxb.nuaa.edu.cn/zdgcxb/article/abstract/202208040 (accessed on 29 June 2021).
Usami, T.; Lu, Z.; Ge, H. A seismic upgrading method for steel arch bridges using buckling-restrained braces. Earthq. Eng. Struct. Dyn. 2005, 34, 471–496. [Google Scholar] [CrossRef]
Chen, X.; Ge, H.; Usami, T. Seismic Demand of Buckling-Restrained Braces Installed in Steel Arch Bridges Under Repeated Earthquakes. J. Earthq. Tsunami 2011, 5, 119–150. [Google Scholar]
[CrossRef]
Yong, Z.; Yang, D.; Shang, Q.; Xing, C.; Ming, D. Research on the Damping Performance of the Long-span Deck Type Steel Truss Railway Arch Bridge. J. Railw. Eng. Soc. 2016, 33, 75–79.
[Google Scholar]
Xiao, L.; Yu, Z.; Wang, D. Earthquake damage characteristics and research of arch bridges under strong earthquake. World Earthq. Eng. 2018, 34, 33–43. [Google Scholar]
Xiao, L.; Wang, D.; Zhi, S.; Yan, S. A new transverse seismic structure system of ribbed arch bridge with buckling restrained brace. U.S. Patent CN201320427345.6, 18 December 2013.
[Google Scholar]
Hao, G.; Kun, Z.; Xin, W.; Hong, L.; Lian, Z. Application of BRB to Seismic Mitigation of Steel Truss Arch Bridge Subjected to Near-Fault Ground Motions. Buildings 2022, 12, 2147. [Google
Scholar]
Chang, S.; Hao, C.; Qi, Q.; Chun, W.; Wei, Z. Transverse seismic mitigation of long-span RC light flexible arch bridge with BRBs under long-period ground motions. J. Railw. Sci. Eng. 2022.
Available online: https://wap.cnki.net/touch/web/Journal/Article/CSTD20221120003.html (accessed on 1 February 2023).
Dominik, S.; Andelko, V.; Marija, K.; Mladen, S.; Ana Mandi, I. Seismic Assessment and Retrofitting of Existing Road Bridges: State of the Art Review. Materials 2022, 15, 2523. [Google
Scholar]
He, G.; Sheng, H.; Zhong, G. Damping and isolation system design of cable-stayed concrete girder bridge in strong earthquake area. Highway 2015, 60, 130–135. [Google Scholar]
Available online: https://www.nxnews.net/cj/xydt/202108/t20210824_7246412.html (accessed on 12 April 2022).
Kanaji, H.; Hamada, N.; Ishibashi, T.; Amako, M.; Oryu, T. Design and Performance Tests of Buckling Restrained Braces for Seismic Retrofit of a Long-Span Bridge. In 21th US–Japan Bridge
Engineering Workshop. Panel on Wind and Seismic Effects. 2005. Available online: https://www.pwri.go.jp/eng/ujnr/tc/g/pdf/21/21-4-3kanaji.pdf (accessed on 18 September 2021).
Hidesada, K.; Masahiko, K.; Naoto, S. Seismic Retrofit Strategy Using Damage Control Design Concept and the Response Reduction Effect for a Long-Span Truss Bridge. In 19th US–Japan
Bridge Engineering Workshop. Panel on Wind and Seismic Effects. 2003. Available online: https://www.pwri.go.jp/eng/ujnr/tc/g/pdf/19/6-1kanaji.pdf (accessed on 18 September 2021).
Usami, T. JI Bohai Translation. In Guidelines for Seismic and Damage Control Design of Steel Bridge; Hohai University Press: Nanjing, China, 2008. (In Chinese) [Google Scholar]
Li, J.Z. Recent Advances in Seismic Design for Long Span Bridges in China. In Proceedings of the 16th World Conference on Earthquake, 16WCEE 2017, Santiago, Chile, 9–13 January 2017.
[Google Scholar]

360.

Guo, Z.; Zuo, S.; Meng, D.; Zi, Z. Research on seismic performance of buckling-restrained braced-rocking steel frame. J. Build. Struct. 2021, 4, 50–60. [Google Scholar]
Jun, Z.; Jia, S.; Jia, Z.; Hai, Y.; Yuan, Z.; Bai, W. Subassemblage tests of buckling-restrained braced RC frame with sliding gusset connection. J. Build. Struct. 2021, 43, 207. [Google Scholar]
Jiu, B.; Ming, F.; Wen, L.; Hui, C.; Ming, L.; Shuang, J. The Seismic Performance of a New PBL-Type Connection in Buckling-Restrained Braced Reinforced Concrete Frames. Eng. Mech. 2022,
39, 110–121. [Google Scholar]
Zhuang, L.; Xue, S.; Yong, C.; Yun, Z. Analysis study on the performance of end directly connected triple steel tube buckling-restrained brace. China Civ. Eng. J. 2022, 55, 25–31. [Google
Scholar]
Wang, F.; Ji, R.; Xia, X. Research on Influence of Pier Height of Low-Tower Cable-stayed Bridge on Seismic Isolation Performance of Friction Pendulum Bearing. Highw. Eng. 2022, 6, 1–9.
[Google Scholar]
Hai, C. Study on Performance of Seismic Isolation Bearing of Seismic Excitation Bridge Foundation. Highw. Eng. 2018, 43, 108–112. [Google Scholar]
Li, J.; Chen, G. Method to compute live-load distribution in bridge girders. Pract. Period. Struct. Des. Constr. 2011, 16, 191–198. [Google Scholar] [CrossRef]
Yan, S.; Dong, W.; Jan, H.; Zhi, S.; Zhan, Z. Application status of seismic isolation for bridges and its development tendency. Earthq. Eng. Eng. Vib. 2017, 37, 118–128. [Google Scholar]
Marco, F. Definition and Validation of Fast Design Procedures for Seismic Isolation Systems. Vibration 2022, 5, 290–305. [Google Scholar]
Alper, K.; Carlo, C. Reducing the seismic vulnerability of existing elevated silos by means of base isolation devices. Eng. Struct. 2017, 143, 477–497. [Google Scholar]
Young, K.; Hasan, S.; Jong, H. Seismic Performance Evaluation According to HSS and CFST Columns of 3D Frame Buildings with Rubber Friction Bearing (RFB). Materials 2022, 15, 1281.
[Google Scholar]
Afshin, M.; Dario, D.; Hamid, D. Seismic Rehabilitation of Steel Arch Bridges Using Nonlinear Viscous Dampers: Application to a Case Study. Pract. Period. Struct. Des. Constr. 2021, 26,
04021012. [Google Scholar]
Li, C.; Liu, Y.; Li, H.N. Fragility assessment and optimum design of a steel–concrete frame structure with hybrid energy-dissipated devices under multi-hazards of earthquake and wind. Eng.
Struct. 2021, 245, 112878. [Google Scholar] [CrossRef]
Qun, L.; Zhao, G.; Shi, Z.; Chang, W.; Xiang, R.; Xing, W. Performance-Based Seismic Design of Hybrid Isolation Systems with Gap-T unable BRBs for Bearing-Supported Bridges. Symmetry
2022, 14, 1373. [Google Scholar]
Zhong, G.; Han, Y.; Jian, L. Lateral Isolation System of a Long-Span Cable-Stayed Bridge with Heavyweight Concrete Girder in a High Seismic Region. Bridge Eng. 2017, 22, 04016104. [Google
Scholar]
Zi, L.; Li, L.; Yang, Z.; Yu, L. Research on the influence law of Lock-Up Self-Centering Buckling-Restrained Braces on bridge performance. World Earthq. Eng. 2020, 36, 146–154. [Google
Scholar]
Lanning, J.; Benzoni, G.; Uang, C.M. Using Buckling-Restrained Braces on Long-Span Bridges I: Full-Scale Testing and Design Implications. Bridge Eng. 2016, 21, 4016001. [Google Scholar]
[CrossRef]

361.

Lanning, J.; Benzoni, G.; Uang, C.M. Using Buckling-Restrained Braces on Long-Span Bridges. II: Feasibility and Development of a Near-Fault Loading Protocol. J. Bridge Eng. 2016, 21,
04016002. [Google Scholar] [CrossRef]
Upadhyay, A.; Pantelides, C.P. Comparison of the Seismic Retrofit of a Three-Column Bridge Bent with Buckling Restrained Braces and Self Centering Braces. Struct. Congr. 2000: Adv.
Technol. Struct. Eng. 2017, 2017, 414–423. [Google Scholar]
Montazeri, M.; Ghodrati, G.; Namiranian, P. Seismic fragility and cost-benefit analysis of a conventional bridge with retrofit implements. Soil Dyn. Earthq. Eng. 2021, 141, 106456. [Google
Scholar] [CrossRef]
Hui, D.; Xiu, D.; Qiang, H.; Kai, B.; Hong, H. Hysteretic performance of RC double-column bridge piers with self-centering buckling-restrained braces. Bull. Earthq. Eng. 2019, 17, 3255–3281.
[Google Scholar]
Zi, L.; Dong, W.; Lei, C.; Lei, T. Seismic response of bidirectional isolation bridges using BRBs under near-fault ground motions. World Earthq. Eng. 2020, 36, 155–162. [Google Scholar]
Wei, L.; Zhao, H.; Yu, L. Application of BRB in seismic isolation of curved bridges under near—Fault earthquakes. Earthq. Resist. Eng. Retrofit. 2020, 42, 130–136. [Google Scholar]
Yan, S.; Zhang, Z.; Hong, Q.; Xiang, Z.; Xiong, Y. Lateral Seismic Response and Self-Centering Performance of a Long-Span Railway Continuous Beam-Arch Bridge. Shock. Vib. 2020, 2020,
4547532. [Google Scholar]
Yan, S.; Zhan, Z.; Jian, H.; Bao, C. Self-centering performance of long-span railway continuous beam-arch bridge subjected to near-fault ground motions. J. Harbin Eng. Univ. 2020, 41, 390–
396. [Google Scholar]
Wei, B.; Jun, W.; Chen, X.; Tao, P.; Jin, G. Damping mechanism and influential parameters of a hybrid shock absorption system for railway simply-supported girder bridges with unequal
spans. J. Vib. Shock. 2022, 41, 2. [Google Scholar]
Disclaimer/Publisher’s Note: The statements, opinions and data contained in all publications are solely those of the individual author(s) and contributor(s) and not of MDPI and/or the
editor(s). MDPI and/or the editor(s) disclaim responsibility for any injury to people or property resulting from any ideas, methods, instructions or products referred to in the content.
© 2023 by the authors. Licensee MDPI, Basel, Switzerland. This article is an open access article distributed under the terms and conditions of the Creative Commons Attribution (CC BY)
license (https://creativecommons.org/licenses/by/4.0/).
Share and Cite
MDPI and ACS Style
Li, X.; Zou, J.; Zhao, Y.; Wang, D. Research on the Application of BRBs in Seismic Resistance of Bridge. Materials 2023, 16, 2549. https://doi.org/10.3390/ma16072549
AMA Style
Li X, Zou J, Zhao Y, Wang D. Research on the Application of BRBs in Seismic Resistance of Bridge. Materials. 2023; 16(7):2549. https://doi.org/10.3390/ma16072549
Chicago/Turabian Style

362.

Li, Xiaoli, Jina Zou, Yuemin Zhao, and Dongsheng Wang. 2023. "Research on the Application of BRBs in Seismic Resistance of Bridge" Materials 16, no. 7: 2549.
https://doi.org/10.3390/ma16072549
Note that from the first issue of 2016, this journal uses article numbers instead of page numbers. See further details here.
Article Metrics
Citations
No citations were found for this article, but you may check on Google Scholar
Article Access Statistics
Article access statisticsArticle Views26. Sep27. Sep28. Sep29. Sep30. Sep1. Oct2. Oct3. Oct4. Oct5. Oct6. Oct7. Oct8. Oct9. Oct10. Oct11. Oct12. Oct13. Oct14. Oct15. Oct16. Oct17. Oct18.
Oct19. Oct20. Oct21. Oct22. Oct23. Oct24. Oct25. Oct26. Oct27. Oct28. Oct29. Oct30. Oct31. Oct1. Nov2. Nov3. Nov4. Nov5. Nov6. Nov7. Nov8. Nov9. Nov10. Nov11. Nov12. Nov13. Nov14.
Nov15. Nov16. Nov17. Nov18. Nov19. Nov20. Nov21. Nov22. Nov23. Nov24. Nov25. Nov26. Nov27. Nov28. Nov29. Nov30. Nov1. Dec2. Dec3. Dec4. Dec5. Dec6. Dec7. Dec8. Dec9. Dec10.
Dec11. Dec12. Dec13. Dec14. Dec15. Dec16. Dec17. Dec18. Dec19. Dec20. Dec21. Dec22. Dec23. Dec24. Dec0250500750100012501500
For more information on the journal statistics, click here.
Multiple requests from the same IP address are counted as one view.
https://www.mdpi.com/1996-1944/16/7/2549
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,

363.

РАСЧЕТ И ТЕХНОЛОГИЯ ПРИМЕНЕНИЯ
ФРИКЦИОННО-ПОДВИЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ

364.

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 ФПС
38
6
Рекомендации по технологии изготовления ФПС и сооружений с такими
соединениями
6.1
Материалы болтов, гаек, шайб и покрытий контактных поверхностей стальных
деталей ФПС и опорных поверхностей шайб
6.2
Конструктивные требования к соединениям
6.3
Подготовка контактных поверхностей элементов и методы контроля
42
42
43
45
6.4
Приготовление и нанесение протекторной грунтовки ВЖС 83-02-87.
Требования к загрунтованной поверхности. Методы контроля
46

365.

6.4.1
6.4.2
Основные требования по технике безопасности при работе с грунтовкой ВЖС
83-02-87
Транспортировка и хранение элементов и деталей, законсервированных
грунтовкой ВЖС 83-02-87
47
49
6.5
Подготовка и нанесение антифрикционного покрытия на опорные поверхности
шайб
49
6.6
Сборка ФПС
49
7
Список литературы
51

366.

ВВЕДЕНИЕ
Современный подход к проектированию сооружений, подверженных экстремальным, в частности, сейсмическим нагрузкам исходит из целенаправленного проектирования
предельных состояний конструкций. В литературе *1, 2, 11, 18+ такой подход получил название проектирования сооружений с заданными параметрами предельных состояний.
Возможны различные технические реализации отмеченного подхода. Во всех случаях в конструкции создаются узлы, в которых от экстремальных нагрузок могут возникать
неупругие смещения элементов. Вследствие этих смещений нормальная эксплуатация сооружения, как правило, нарушается, однако исключается его обрушение.
Эксплуатационные качества сооружения должны легко восстанавливаться после экстремальных воздействий. Для обеспечения указанного принципа проектирования и были
предложены фрикционно-подвижные болтовые соединения.
Под фрикционно-подвижными соединениями (ФПС) понимаются соединения металлоконструкций высокопрочными болтами, отличающиеся тем, что отверстия под болты в
соединяемых деталях выполнены овальными вдоль направления действия экстремальных нагрузок. При экстремальных нагрузках происходит взаимная сдвижка соединяемых
деталей на величину до 3-4 диаметров используемых высокопрочных болтов. Работа таких соединений имеет целый ряд особенностей и существенно влияет на поведение
конструкции в целом. При этом во многих случаях оказывается возможным снизить затраты на усиление сооружения, подверженного сейсмическим и другим интенсивным
нагрузкам.
ФПС были предложены в НИИ мостов ЛИИЖТа в 1980 г. для реализации принципа проектирования мостовых конструкций с заданными параметрами предельных состояний. В
1985-86 г.г. эти соединения были защищены авторскими свидетельствами *16-19+. Простейшее стыковое и нахлесточное соединения приведены на рис.1.1. Как видно из
рисунка, от обычных соединений на высокопрочных болтах предложенные в упомянутых работах отличаются тем, что болты пропущены через овальные отверстия. По замыслу
авторов при экстремальных нагрузках должна происходить взаимная подвижка соединяемых деталей вдоль овала, и за счет этого уменьшаться пиковое значение усилий,
передаваемое соединением. Соединение с овальными отверстиями применялись в строительных конструкциях и ранее, например, можно указать предложения *8, 10 и др+.
Однако в упомянутых работах овальные отверстия устраивались с целью упрощения монтажных работ. Для реализации принципа проектирования конструкций с заданными
параметрами предельных состояний необходимо фиксировать предельную силу трения (несущую способность) соединения.
При использовании обычных болтов их натяжение N не превосходит 80-100 кН, а разброс натяжения N=20-50 кН, что не позволяет прогнозировать несущую способность такого
соединения по трению. При использовании же высокопрочных болтов при том же N натяжение N= 200 - 400 кН, что в принципе может позволить задание и регулирование
несущей способности соединения. Именно эту цель преследовали предложения *3,14-17].

367.

Рис.1.1. Принципиальная схема фрикционно-подвижного
соединения
а) встык , б) внахлестку
1- соединяемые листы; 2 – высокопрочные болты;
3- шайба;4 – овальные отверстия; 5 – накладки.
Однако проектирование и расчет таких соединений вызвал серьезные трудности. Первые испытания ФПС показали, что рассматриваемый класс соединений не обеспечивает в
общем случае стабильной работы конструкции. В процессе подвижки возможна заклинка соединения, оплавление контактных поверхностей соединяемых деталей и т.п. В ряде
случаев имели место обрывы головки болта. Отмеченные исследования позволили выявить способы обработки соединяемых листов, обеспечивающих стабильную работу ФПС.
В частности, установлена недопустимость использования для ФПС пескоструйной обработки листов пакета, рекомендованы использование обжига листов, нанесение на них
специальных мастик или напыление мягких металлов. Эти исследования показали, что расчету и проектированию сооружений должны предшествовать детальные исследования
самих соединений. Однако, до настоящего времени в литературе нет еще систематического изложения общей теории ФПС даже для одноболтового соединения, отсутствует
теория работы многоболтовых ФПС. Сложившаяся ситуация сдерживает внедрение прогрессивных соединений в практику строительства.

368.

В силу изложенного можно заключить, что ФПС весьма перспективны для использования в сейсмостойком строительстве, однако, для этого необходимо детально изложить, а в
отдельных случаях и развить теорию работы таких соединений, методику инженерного расчета самих ФПС и сооружений с такими соединениями. Целью, предлагаемого
пособия является систематическое изложение теории работы ФПС и практических методов их расчета. В пособии приводится также и технология монтажа ФПС.
ЭЛЕМЕНТЫ ТЕОРИИ ТРЕНИЯ И ИЗНОСА
Развитие науки и техники в последние десятилетия показало, что надежные и долговечные машины, оборудование и приборы могут быть созданы только при удачном решении
теоретических и прикладных задач сухого и вязкого трения, смазки и износа, т.е. задач трибологии и триботехники.
Трибология – наука о трении и процессах, сопровождающих трение (трибос – трение, логос – наука). Трибология охватывает экспериментально-теоретические результаты
исследований физических (механических, электрических, магнитных, тепловых), химических, биологических и других явлений, связанных с трением.
Триботехника – это система знаний о практическом применении трибологии при проектировании, изготовлении и эксплуатации трибологических систем.
С трением связан износ соприкасающихся тел – разрушение поверхностных слоев деталей подвижных соединений, в т.ч. при резьбовых соединениях. Качество соединения
определяется внешним трением в витках резьбы и в торце гайки и головки болта (винта) с соприкасающейся деталью или шайбой. Основная характеристика крепежного
резьбового соединения – усилие затяжки болта (гайки), - зависит от значения и стабильности моментов сил трения сцепления, возникающих при завинчивании. Момент сил
сопротивления затяжке содержит две составляющих: одна обусловлена молекулярным воздействием в зоне фактического касания тел, вторая – деформированием тончайших
поверхностей слоев контактирующими микронеровностями взаимодействующих деталей.
Расчет этих составляющих осуществляется по формулам, содержащим ряд коэффициентов, установленных в результате экспериментальных исследований. Сведения об этих
формулах содержатся в Справочниках «Трение, изнашивание и смазка» *22+(в двух томах) и «Полимеры в узлах трения машин и приборах» *13+, изданных в 1978-1980 г.г.
издательством «Машиностроение». Эти Справочники не потеряли своей актуальности и научной обоснованности и в настоящее время. Полезный для практического
использования материал содержится также в монографии Геккера Ф.Р. *5+.
Сухое трение. Законы сухого трения
1. Основные понятия: сухое и вязкое трение; внешнее и внутреннее трение, пограничное трение; виды сухого трения.
Трение – физическое явление, возникающее при относительном движении соприкасающихся газообразных, жидких и твердых тел и вызывающее сопротивление движению тел
или переходу из состояния покоя в движение относительно конкретной системы отсчета.
Существует два вида трения: сухое и вязкое.
Сухое трение возникает при соприкосновении твердых тел.
Вязкое трение возникает при движении в жидкой или газообразной среде, а также при наличии смазки в области механического контакта твердых тел.
При учете трения (сухого или вязкого) различают внешнее трение и внутренне трение.

369.

Внешнее трение возникает при относительном перемещении двух тел, находящихся в соприкосновении, при этом сила сопротивления движению зависит от взаимодействия
внешних поверхностей тел и не зависит от состояния внутренних частей каждого тела. При внешнем трении переход части механической энергии во внутреннюю энергию тел
происходит только вдоль поверхности раздела взаимодействующих тел.
Внутреннее трение возникает при относительном перемещении частиц одного и того же тела (твердого, жидкого или газообразного). Например, внутреннее трение возникает
при изгибе металлической пластины или проволоки, при движении жидкости в трубе (слой жидкости, соприкасающийся со стенкой трубы, неподвижен, другие слои движутся с
разными скоростями и между ними возникает трение). При внутреннем трении часть механической энергии переходит во внутреннюю энергию тела.
Внешнее трение в чистом виде возникает только в случае соприкосновения твердых тел без смазочной прослойки между ними (идеальный случай). Если толщина смазки 0,1 мм
и более, механизм трения не отличается от механизма внутреннего трения в жидкости. Если толщина смазки менее 0,1 мм, то трение называют пограничным (или граничным). В
этом случае учет трения ведется либо с позиций сухого трения, либо с точки зрения вязкого трения (это зависит от требуемой точности результата).
В истории развития понятий о трении первоначально было получено представление о внешнем трении. Понятие о внутреннем трении введено в науку в 1867 г. английским
физиком, механиком и математиком Уильямом Томсоном (лордом Кельвиным).1)
Законы сухого трения
Сухое трение впервые наиболее полно изучал Леонардо да Винчи (1452-1519). В 1519 г. он сформулировал закон трения: сила трения, возникающая при контакте тела с
поверхностью другого тела, пропорциональна нагрузке (силе прижатия тел), при этом коэффициент пропорциональности – величина постоянная и равна 0,25:
F 0 ,25 N .
Через 180 лет модель Леонарда да Винчи была переоткрыта французским механиком и физиком Гийомом Амонтоном2), который ввел в науку понятие коэффициента трения как
французской константы и предложил формулу силы трения скольжения:
F f N.
Кроме того, Амонтон (он изучал равномерное движение тела по наклонной плоскости) впервые предложил формулу:
1) *Томсон (1824-1907) в 10-летнем возрасте был принят в университет в Глазго, после обучения в котором перешел в Кембриджский университет и закончил его в 21 год; в 22
года он стал профессором математики. В 1896 г. Томсон был избран почетным членом Петербургской академии наук, а в 1851 г. (в 27 лет) он стал членом Лондонского
королевского общества и 5 лет был его президентом+.
2) Г.Амонтон (1663-1705) – член Французской академии наук с 1699 г.

370.

f tg ,
где f – коэффициент трения; - угол наклона плоскости к горизонту;
В 1750 г. Леонард Эйлер (1707-1783), придерживаясь закона трения Леонарда да Винчи – Амонтона:
F f N,
впервые получил формулу для случая прямолинейного равноускоренного движения тела по наклонной плоскости:
f tg
2S
g t 2 cos 2 ,
где t – промежуток времени движения тела по плоскости на участке длиной S;
g – ускорение свободно падающего тела.
Окончательную формулировку законов сухого трения дал в 1781 г. Шарль Кулон3)
Эти законы используются до сих пор, хотя и были дополнены результатами работ ученых XIX и XX веков, которые более полно раскрыли понятия силы трения покоя (силы
сцепления) и силы трения скольжения, а также понятия о трении качения и трении верчения.
Многие десятилетия XX века ученые пытались модернизировать законы Кулона, учитывая все новые и новые результаты физико-химических исследований явления трения. Из
этих исследований наиболее важными являются исследования природы трения.
Кратко о природе сухого трения можно сказать следующее. Поверхность любого твердого тела обладает микронеровностями, шероховатостью *шероховатость поверхности
оценивается «классом шероховатости» (14 классов) – характеристикой качества обработки поверхности: среднеарифметическим отклонением профиля микронеровностей от
средней линии и высотой неровностей+.
Сопротивление сдвигу вершин микронеровностей в зоне контакта тел – источник трения. К этому добавляются силы молекулярного сцепления между частицами,
принадлежащими разным телам, вызывающим прилипание поверхностей (адгезию) тел.
Работа внешней силы, приложенной к телу, преодолевающей молекулярное сцепление и деформирующей микронеровности, определяет механическую энергию тела, которая
затрачивается частично на деформацию (или даже разрушение) микронеровностей, частично на нагревание трущихся тел (превращается в тепловую энергию), частично на
звуковые эффекты – скрип, шум, потрескивание и т.п. (превращается в акустическую энергию).
В последние годы обнаружено влияние трения на электрическое и электромагнитное поля молекул и атомов соприкасающихся тел.
Для решения большинства задач классической механики, в которых надо учесть сухое трение, достаточно использовать те законы сухого трения, которые открыты Кулоном.
3) Ш.Кулон (1736-1806) – французский инженер, физик и механик, член Французской академии наук

371.

В современной формулировке законы сухого трения (законы Кулона) даются в следующем виде:
В случае изотропного трения сила трения скольжения тела А по поверхности тела В всегда направлена в сторону, противоположную скорости тела А относительно тела В, а сила
сцепления (трения покоя) направлена в сторону, противоположную возможной скорости (рис.2.1, а и б).
Примечание. В случае анизотропного трения линия действия силы трения скольжения не совпадает с линией действия вектора скорости. (Изотропным называется сухое трение,
характеризующееся одинаковым сопротивлением движению тела по поверхности другого тела в любом направлении, в противном случае сухое трение считается
анизотропным).
Сила трения скольжения пропорциональна силе давления на опорную поверхность (или нормальной реакции этой поверхности), при этом коэффициент трения скольжения
принимается постоянным и определяется опытным путем для каждой пары соприкасающихся тел. Коэффициент трения скольжения зависит от рода материала и его физических
свойств, а также от степени обработки поверхностей соприкасающихся тел:
FСК fСК N
(рис. 2.1 в).
Y
Y
Fск
tg =fск
N
N
V
Fск
X
G
X
G
а)
N
Fсц
б)
в)
Рис.2.1
Сила сцепления (сила трения покоя) пропорциональна силе давления на опорную поверхность (или нормальной реакции этой поверхности) и не может быть больше
максимального значения, определяемого произведением коэффициента сцепления на силу давления (или на нормальную реакцию опорной поверхности):
FСЦ fСЦ N
.
Коэффициент сцепления (трения покоя), определяемый опытным путем в момент перехода тела из состояния покоя в движение, всегда больше коэффициента трения
скольжения для одной и той же пары соприкасающихся тел:
f СЦ f СК
.

372.

Отсюда следует, что:
max
FСЦ
FСК
,
поэтому график изменения силы трения скольжения от времени движения тела, к которому приложена эта сила, имеет вид (рис.2.2).
F max
F
При переходе тела из состояния покоя в движение сила трения скольжения за очень короткий промежуток времени изменяется от СЦ до СК (рис.2.2). Этим промежутком
времени часто пренебрегают.
В последние десятилетия экспериментально показано, что коэффициент трения скольжения зависит от скорости (законы Кулона установлены при равномерном движении тел в
диапазоне невысоких скоростей – до 10 м/с).
fсц
max
Fсц
Fск
fск
V
t
V0
Рис. 2.2
Эту зависимость качественно можно проиллюстрировать графиком
Vкр
Рис. 2. 3
f СК ( v ) (рис.2.3).
FСК достигнет своего нормального значения FСК fСК N ,
v0
- значение скорости, соответствующее тому моменту времени, когда сила
v КР
- критическое значение скорости, после которого происходит незначительный рост (на 5-7 %) коэффициента трения скольжения.
Впервые этот эффект установил в 1902 г. немецкий ученый Штрибек (этот эффект впоследствии был подтвержден исследованиями других ученых).
Российский ученый Б.В.Дерягин, доказывая, что законы Кулона, в основном, справедливы, на основе адгезионной теории трения предложил новую формулу для определения
силы трения скольжения (модернизировав предложенную Кулоном формулу):
FСК fСК N S p0 .

373.

F fСК N А , где величина А не раскрыта+.
*У Кулона: СК
В формуле Дерягина: S – истинная площадь соприкосновения тел (контактная площадь),
преодолеть для отрыва одной поверхности от другой.
р0 - удельная (на единицу площади) сила прилипания или сцепления, которое надо
f ( N ) , причем при увеличении N он
S p0
N
Дерягин также показал, что коэффициент трения скольжения зависит от нагрузки N (при соизмеримости сил
и
) - СК
уменьшается (бугорки микронеровностей деформируются и сглаживаются, поверхности тел становятся менее шероховатыми). Однако, эта зависимость учитывается только в
очень тонких экспериментах при решении задач особого рода.
S p0 N , поэтому в задачах классической механики, в которых следует учесть силу сухого трения, пользуются, в основном, законом Кулона, а значения
Во многих случаях
коэффициента трения скольжения и коэффициента сцепления определяют по таблице из справочников физики (эта таблица содержит значения коэффициентов, установленных
еще в 1830-х годах французским ученым А.Мореном (для наиболее распространенных материалов) и дополненных более поздними экспериментальными данными. *Артур
Морен (1795-1880) – французский математик и механик, член Парижской академии наук, автор курса прикладной механики в 3-х частях (1850 г.)+.
В случае анизотропного сухого трения линия действия силы трения скольжения составляет с прямой, по которой направлена скорость материальной точки угол:
arctg
Fn
Fτ ,
F
F
F
F
где n и τ - проекции силы трения скольжения CK на главную нормаль и касательную к траектории материальной точки, при этом модуль вектора CK определяется
формулой:
FCK Fn2 Fτ2
. (Значения
Fn и Fτ определяются по методике Минкина-Доронина).
Трение качения
При качении одного тела по другому участки поверхности одного тела кратковременно соприкасаются с различными участками поверхности другого тела, в результате такого
контакта тел возникает сопротивление качению.
В конце XIX и в первой половине XX века в разных странах мира были проведены эксперименты по определению сопротивления качению колеса вагона или локомотива по
рельсу, а также сопротивления качению роликов или шариков в подшипниках.
В результате экспериментального изучения этого явления установлено, что сопротивление качению (на примере колеса и рельса) является следствием трех факторов:
1) вдавливание колеса в рельс вызывает деформацию наружного слоя соприкасающихся тел (деформация требует затрат энергии);
2) зацепление бугорков неровностей и молекулярное сцепление (являющиеся в то же время причиной возникновения качения колеса по рельсу);

374.

3) трение скольжения при неравномерном движении колеса (при ускоренном или замедленном движении).
(Чистое качение без скольжения – идеализированная модель движения).
Суммарное влияние всех трех факторов учитывается общим коэффициентом трения качения.
Изучая трение качения, как это впервые сделал Кулон, гипотезу абсолютно твердого тела надо отбросить и рассматривать деформацию соприкасающихся тел в области
контактной площадки.
N
Так как равнодействующая
реакций опорной поверхности в точках зоны контакта смещена в сторону скорости центра колеса, непрерывно набегающего на впереди лежащее
N
микропрепятствие (распределение реакций в точках контакта несимметричное – рис.2.4), то возникающая при этом пара сил
и G ( G - сила тяжести) оказывает
сопротивление качению (возникновение качения обязано силе сцепления
FСЦ
, которая образует вторую составляющую полной реакции опорной поверхности).
Момент пары сил N , G называется моментом сопротивления качению. Плечо пары сил «к» называется коэффициентом трения качения. Он имеет размерность длины.
Vc
Vс
FсопрC
C
N
G
Fсц
Fск
K
N
Рис. 2.5
K
N
Рис. 2.4
Момент сопротивления качению определяется формулой:
MC N k ,
где N - реакция поверхности рельса, равная вертикальной нагрузке на колесо с учетом его веса.

375.

Колесо, катящееся по рельсу, испытывает сопротивление движению, которое можно отразить силой сопротивления
Fсопр R N k
Fсопр
, приложенной к центру колеса (рис.2.5), при этом:
, где R – радиус колеса,
откуда
Fсопр N
k
N h
R
,
где h – коэффициент сопротивления, безразмерная величина.
h
k
F
R во много раз меньше коэффициента трения скольжения для тех же соприкасающихся тел, то сила сопр на один-два
Эту формулу предложил Кулон. Так как множитель
порядка меньше силы трения скольжения. (Это было известно еще в древности).
Впервые в технике машин это использовал Леонардо да Винчи. Он изобрел роликовый и шариковый подшипники.
Если на рисунке дается картина сил с обозначением силы
абсолютно твердые тела).
Fсопр
N
, то силу
показывают без смещения в сторону скорости (колесо и рельс рассматриваются условно как
Повышение угловой скорости качения вызывает рост сопротивления качению. Для колеса железнодорожного экипажа и рельса рост сопротивления качению заметен после
скорости колесной пары 100 км/час и происходит по параболическому закону. Это объясняется деформациями колес и гистерезисными потерями, что влияет на коэффициент
трения качения.
Трение верчения
Трение верчения возникает при вращении тела, опирающегося на некоторую поверхность. В этом случае следует рассматривать зону
Fск
Fск
r
О
Fск
контакта тел, в точках которой возникают силы трения скольжения
отсутствует – идеальный случай) (рис.2.6).
(если контакт происходит в одной точке, то трение верчения
А – зона контакта вращающегося тела, ось вращения которого перпендикулярна к плоскости этой зоны. Силы трения скольжения, если их
привести к центру круга (при изотропном трении), приводятся к паре сил сопротивления верчению, момент которой:
М сопр N f ск r
,
где r – средний радиус точек контакта тел;
Рис. 2.6.
FСК

376.

f ск
- коэффициент трения скольжения (принятый одинаковым для всех точек и во всех направлениях);
N – реакция опорной поверхности, равная силе давления на эту поверхность.
Трение верчения наблюдается при вращении оси гироскопа (волчка) или оси стрелки компаса острием и опорной плоскостью. Момент сопротивления верчению стремятся
уменьшить, используя для острия и опоры агат, рубин, алмаз и другие хорошо отполированные очень прочные материалы, для которых коэффициент трения скольжения менее
0,05, при этом радиус круга опорной площадки достигает долей мм. (В наручных часах, например,
М сопр
менее 5 10
5
мм).
Таблица коэффициентов трения скольжения и качения.
f ск
к (мм)
Сталь по стали……0,15
Шарик из закаленной стали по стали……0,01
Сталь по бронзе…..0,11
Мягкая сталь по мягкой стали……………0,05
Железо по чугуну…0,19
Дерево по стали……………………………0,3-0,4
Сталь по льду……..0,027
Резиновая шина по грунтовой дороге……10
Процессы износа контактных поверхностей при трении
Молекулярное сцепление приводит к образованию связей между трущимися парами. При сдвиге они разрушаются. Из-за шероховатости поверхностей трения контактирование
пар происходит площадками. На площадках с небольшим давлением имеет место упругая, а с большим давлением - пластическая деформация. Фактическая площадь
соприкасания пар представляется суммой малых площадок. Размеры площадок контакта достигают 30-50 мкм. При повышении нагрузки они растут и объединяются. В процессе
разрушения контактных площадок выделяется тепло, и могут происходить химические реакции.
Различают три группы износа: механический - в форме абразивного износа, молекулярно-механический - в форме пластической деформации или хрупкого разрушения и
коррозийно-механический - в форме коррозийного и окислительного износа. Активным фактором износа служит газовая среда, порождающая окислительный износ.
Образование окисной пленки предохраняет пары трения от прямого контакта и схватывания.
Важным фактором является температурный режим пары трения. Теплота обусловливает физико-химические процессы в слое трения, переводящие связующие в жидкие
фракции, действующие как смазка. Металлокерамические материалы на железной основе способствуют повышению коэффициента трения и износостойкости.
Важна быстрая приработка трущихся пар. Это приводит к быстрому локальному износу и увеличению контурной площади соприкосновения тел. При медленной приработке
локальные температуры приводят к нежелательным местным изменениям фрикционного материала. Попадание пыли, песка и других инородных частиц из окружающей среды
приводит к абразивному разрушению не только контактируемого слоя, но и более глубоких слоев. Чрезмерное давление, превышающее порог схватывания, приводит к
разрушению окисной пленки, местным вырывам материала с последующим, абразивным разрушением поверхности трения.

377.

Под нагруженностью фрикционной пары понимается совокупность условий эксплуатации: давление поверхностей трения, скорость относительного скольжения пар,
длительность одного цикла нагружения, среднечасовое число нагружений, температура контактного слоя трения.
Главные требования, предъявляемые к трущимся парам, включают стабильность коэффициента трения, высокую износостойкость пары трения, малые модуль упругости и
твердость материала, низкий коэффициент теплового расширения, стабильность физико-химического состава и свойств поверхностного слоя, хорошая прирабатываемость
фрикционного материала, достаточная механическая прочность, антикоррозийность, несхватываемость, теплостойкость и другие фрикционные свойства.
Основные факторы нестабильности трения - нарушение технологии изготовления фрикционных элементов; отклонения размеров отдельных деталей, даже в пределах
установленных допусков; несовершенство конструктивного исполнения с большой чувствительностью к изменению коэффициента трения.
Абразивный износ фрикционных пар подчиняется следующим закономерностям. Износ пропорционален пути трения s,
=ks s,
(2.1)
а интенсивность износа— скорости трения
k s v
(2.2)
Износ не зависит от скорости трения, а интенсивность износа на единицу пути трения пропорциональна удельной нагрузке р,
kp p
s
(2.3)
Мера интенсивности износа рv не должна превосходить нормы, определенной на практике (pv<С).
Энергетическая концепция износа состоит в следующем.
Для имеющихся закономерностей износа его величина представляется интегральной функцией времени или пути трения
t
s
0
0
k p pvdt k p pds
.
(2.4)
В условиях кулонова трения, и в случае kр = const, износ пропорционален работе сил трения W
k w W
kp
f
s
W ; W Fds
0
.
(2.5)
Здесь сила трения F=f N = f p ; где f – коэффициент трения, N – сила нормального давления; - контурная площадь касания пар.
Работа сил трения W переходит в тепловую энергию трущихся пар E и окружающей среды Q

378.

W=Q+ E.
Работа сил кулонова трения при гармонических колебаниях s == а sin t за период колебаний Т == 2л/ определяется силой трения F и амплитудой колебаний а
W= 4F а.
(2.6)
3. МЕТОДИКА РАСЧЕТА ОДНОБОЛТОВЫХ ФПС
3.1. Исходные посылки для разработки методики расчета ФПС
Исходными посылками для разработки методики расчета ФПС являются экспериментальные исследования одноболтовых нахлесточных соединений *13+, позволяющие вскрыть
основные особенности работы ФПС.
Для выявления этих особенностей в НИИ мостов в 1990-1991 гг. были выполнены экспериментальные исследования
деформирования нахлесточных соединений такого типа. Анализ полученных диаграмм деформирования позволил
выделить для них 3 характерных стадии работы, показанных на рис. 3.1.
На первой стадии нагрузка Т не превышает несущей способности соединения *Т+, рассчитанной как для обычного
соединения на фрикционных высокопрочных болтах.
На второй стадии Т > *Т+ и происходит преодоление сил трения по контактным плоскостям соединяемых элементов
при сохраняющих неподвижность шайбах высокопрочных болтов. При этом за счет деформации болтов в них растет
сила натяжения, и как следствие растут силы трения по всем плоскостям контактов.
Рис.3.1. Характерная диаграмма деформирования
ФПС
1 – упругая работа ФПС;
2 – стадия проскальзывания листов ФПС при
заклиненных шайбах, характеризующаяся ростом
натяжения болта вследствие его изгибной деформации;
3 – стадия скольжения шайбы болта,
характеризующаяся интенсивным износом контактных
поверхностей.
На третьей стадии происходит срыв с места одной из шайб и дальнейшее взаимное смещение соединяемых
элементов. В процессе подвижки наблюдается интенсивный износ во всех контактных парах, сопровождающийся
падением натяжения болтов и, как следствие, снижение несущей способности соединения.
В процессе испытаний наблюдались следующие случаи выхода из строя ФПС:
• значительные взаимные перемещения соединяемых деталей, в результате которых болт упирается в край
овального отверстия и в конечном итоге срезается;

379.

• отрыв головки болта вследствие малоцикловой усталости;
• значительные пластические деформации болта, приводящие к его необратимому удлинению и исключению из работы при “обратном ходе" элементов соединения;
• значительный износ контактных поверхностей, приводящий к ослаблению болта и падению несущей способности ФПС.
Отмеченные результаты экспериментальных исследований представляют двоякий интерес для описания работы ФПС. С одной стороны для расчета усилий и перемещений в
элементах сооружений с ФПС важно задать диаграмму деформирования соединения. С другой стороны необходимо определить возможность перехода ФПС в предельное
состояние.
Для описания диаграммы деформирования наиболее существенным представляется факт интенсивного износа трущихся элементов соединения, приводящий к падению сил
натяжения болта и несущей способности соединения. Этот эффект должен определять работу как стыковых, так и нахлесточных ФПС. Для нахлесточных ФПС важным является и
дополнительный рост сил натяжения вследствие деформации болта.
Для оценки возможности перехода соединения в предельное состояние необходимы следующие проверки:
а) по предельному износу контактных поверхностей;
б) по прочности болта и соединяемых листов на смятие в случае исчерпания зазора ФПС u0;
в) по несущей способности конструкции в случае удара в момент закрытия зазора ФПС;
г) по прочности тела болта на разрыв в момент подвижки.
Если учесть известные результаты *11,20,21,26+, показывающие, что закрытие зазора приводит к недопустимому росту ускорений в конструкции, то проверки (б) и (в) заменяются
проверкой, ограничивающей перемещения ФПС и величиной фактического зазора в соединении u0.
Решение вопроса об износе контактных поверхностей ФПС и подвижке в соединении должно базироваться на задании диаграммы деформирования соединения,
представляющей зависимость его несущей способности Т от подвижки в соединении s. Поэтому получение зависимости Т(s) является основным для разработки методов расчета
ФПС и сооружений с такими соединениями. Отмеченные особенности учитываются далее при изложении теории работы ФПС.
3.2. Общее уравнение для определения несущей способности ФПС
Для построения общего уравнения деформирования ФПС обратимся к более сложному случаю нахлесточного соединения, характеризующегося трехстадийной диаграммой
деформирования. В случае стыкового соединения второй участок на диаграмме Т(s) будет отсутствовать.
Первая стадия работы ФПС не отличается от работы обычных фрикционных соединений. На второй и третьей стадиях работы несущая способность соединения поменяется
вследствие изменения натяжения болта. В свою очередь натяжение болта определяется его деформацией (на второй стадии деформирования нахлесточных соединений) и
износом трущихся поверхностей листов пакета при их взаимном смещении. При этом для теоретического описания диаграммы деформирования воспользуемся классической
теорией износа *5, 14, 23+, согласно которой скорость износа V пропорциональна силе нормального давления (натяжения болта) N:

380.

V K N,
(3.1)
где К— коэффициент износа.
В свою очередь силу натяжения болта N можно представить в виде:
N N0 a N1 N2
(3.2)
здесь N 0 - начальное -натяжение болта, а - жесткость болта;
a
EF
l , где l - длина болта, ЕF - его погонная жесткость,
N1 k f ( s ) - увеличение натяжения болта вследствие его деформации;
N2 ( s ) - падение натяжения болта вследствие его пластических деформаций;
s - величина подвижки в соединении, - износ в соединении.
Для стыковых соединений обе добавки
N1 N 2 0 .
Если пренебречь изменением скорости подвижки, то скорость V можно представить в виде:
V
где
d d ds
V ср
dt
ds dt
,
V ср
(3.3)
— средняя скорость подвижки.
После подстановки (3.2) в (3.1) с учетом (3.3) получим уравнение:
k a k N0 к f ( s ) ( s ) ,
где
k K / Vср
.
Решение уравнения (3.4) можно представить в виде:
k N0 a
1
1 e
kas
k e ka( s z ) k f ( z ) ( z ) dz ,
s
0
(3.4)

381.

или
s
0
k N0 a 1 e kas k k f ( z ) ( z ) ekazdz N0 a 1 .
(3.5)
3.3. Решение общего уравнения для стыковых ФПС
N N 0
1
2
Для стыковых соединений общий интеграл (3.5) существенно упрощается, так как в этом случае
, и обращаются в 0 функции f ( z ) и ( z ) , входящие в (3.5). С
учетом сказанного использование интеграла. (3.5) позволяет получить следующую формулу для определения величины износа :
1 e kas k N0 a 1
(3.6)
Падение натяжения N при этом составит:
N 1 e kas k N0 ,
(3.7)
а несущая способность соединений определяется по формуле:
T T0 f N T0 f 1 e kas k N 0 a 1
T0 1 1 e kas k a 1 .
(3.8)
Рис.3.2.Падение несущей способности ФПС в
зависимости от величины подвижки для болта 24
мм при коэффициенте износа k=5 10-8Н-1 для
различной толщины листов пакета l
- l=20 мм; - l=30 мм; - l=40 мм; - l=50 мм;
- l=60 мм; - l=70 мм; - l=40 мм
Как видно из полученной формулы относительная несущая
способность соединения КТ =Т/Т0 определяется всего двумя
параметрами - коэффициентом износа k и жесткостью болта на
растяжение а. Эти параметры могут быть заданы с достаточной
точностью и необходимые для этого данные имеются в справочной
литературе.
Рис.3.3. Падение несущей способности ФПС в
зависимости от величины подвижки для болта
24 мм при коэффициенте износа k=3 10-8Н-1 для
различной толщины листов пакета l
- l=20 мм; - l=30 мм; - l=40 мм;
- l=50 мм; - l=60 мм; - l=70 мм; - l=80 мм
На рис. 3.2 приведены зависимости КТ(s) для болта диаметром 24 мм
и коэффициента износа k~5×10-8 H-1 при различных значениях
толщины пакета l, определяющей жесткость болта а. При этом для
наглядности несущая способность соединения Т отнесена к своему
начальному значению T0, т.е. графические зависимости
представлены в безразмерной форме. Как видно из рисунка, с
ростом толщины пакета падает влияние износа листов на несущую

382.

способность соединений. В целом падение несущей способности соединений весьма существенно и при реальных величинах подвижки s 2 3см составляет для стыковых
соединений 80-94%. Весьма существенно на характер падений несущей способности соединения сказывается коэффициент износа k. На рис.3.3 приведены зависимости несущей
способности соединения от величины подвижки s при k~3×10-8 H-1.
Исследования показывают, что при k > 2 10-7 Н-1 падение несущей способности соединения превосходит 50%. Такое падение натяжения должно приводить к существенному
росту взаимных смещений соединяемых деталей и это обстоятельство должно учитываться в инженерных расчетах. Вместе с тем рассматриваемый эффект будет приводить к
снижению нагрузки, передаваемой соединением. Это позволяет при использовании ФПС в качестве сейсмоизолирующего элемента конструкции рассчитывать усилия в ней,
моделируя ФПС демпфером сухого трения.
3.4. Решение общего уравнения для нахлесточных ФПС
Для нахлесточных ФПС общее решение (3.5) определяется видом функций f(s) и >(s).Функция f(s) зависит от удлинения болта вследствие искривления его оси. Если принять для
искривленной оси аппроксимацию в виде:
u( x ) s sin
x
2l
,
(3.9)
где x — расстояние от середины болта до рассматриваемой точки (рис. 3.3), то длина искривленной оси стержня составит:
1
L
2
1
1
2
1
2
2
du
1 dx
dx
1
s 2 2
1
2
x
8l 2 1
2
2l
2
cos
1 s
2
4l
2
dx 1
cos
2l
1
dx
2
2 2
1 s cos x dx
8l 2
2l
1
2
s 2 2
.
8l
Удлинение болта при этом определится по формуле:
s 2 2
l L l
.
8l
(3.10)
Учитывая, что приближенность представления (3.9) компенсируется коэффициентом k, который может быть определен из экспериментальных данных, получим следующее
представление для f(s):
f(s) s
2
l
.

383.

Для дальнейшего необходимо учесть, что деформирование тела болта будет иметь место лишь до момента срыва его головки, т.е. при s < s0. Для записи этого факта
воспользуемся единичной функцией Хевисайда :
s2
( s s0 ).
l
f(s)
(3.11)
Перейдем теперь к заданию функции (s). При этом необходимо учесть следующие ее свойства:
пластика проявляется лишь при превышении подвижкой s некоторой величины Sпл, т.е. при Sпл<s<S0.
предельное натяжение стержня не превосходит усилия Nт, при котором напряжения в стержне достигнут предела текучести, т.е.:
lim ( N0 кf ( s ) ( s )) 0
s
.
(3.12)
Указанным условиям удовлетворяет функция (s) следующего вида:
( s ) N пл ( NТ N пл ) ( 1 e q( s S пл ) ) 1 ( s s0 ) ( s S пл).
(3.13)
Подстановка выражений (3.11, 3.12) в интеграл (3.5) приводит к следующим зависимостям износа листов пакета от перемещения s:
при s<Sпл
s
N0
k
2
2
( 1 e k1as ) s 2
s
1 e k1as ,
a
al
k1a
k1a 2
(3.14)
при Sпл< s<S0
( s ) I ( Sпл ) k1(
),
NT
N N пл
1 ek1a( S пл s ) T
k1a
k1 a
e ( S пл s ) ek1a( S пл s )
(3.15)
при s<S0
( s ) II ( S0 )
N ( S0 )
( 1 e k 2 a( s S0 ) ).
a
Несущая способность соединения определяется при этом выражением:
(3.16)

384.

T T0 fv a .
(3.17)
Здесь fv— коэффициент трения, зависящий в общем случае от скорости подвижки v. Ниже мы используем наиболее распространенную зависимость коэффициента трения от
скорости, записываемую в виде:
f
f0
1 kvV ,
(3.18)
где kv — постоянный коэффициент.
Предложенная зависимость содержит 9 неопределенных параметров:
k1, k2, kv, S0, Sпл, q, f0, N0, и k0. Эти параметры должны определяться из данных эксперимента.
В отличие от стыковых соединений в формуле (3.17) введено два коэффициента износа - на втором участке диаграммы деформирования износ определяется трением между
листами пакета и характеризуется коэффициентом износа k1, на третьем участке износ определяется трением между шайбой болта и наружным листом пакета; для его описания
введен коэффициент износа k2.
На рис. 3.4 приведен пример теоретической диаграммы деформирования при реальных значениях параметров k1 = 0.00001; k2 =0.000016; kv = 0.15; S0 = 10 мм; Sпл = 4 мм; f0 =
0.3; N0 = 300 кН. Как видно из рисунка, теоретическая диаграмма деформирования соответствует описанным выше экспериментальным диаграммам.
Рис.
3.4 Теоретическая диаграмма деформирования ФПС

385.

386.

4. АНАЛИЗ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ
ИССЛЕДОВАНИЙ РАБОТЫ ФПС
Для анализа работы ФПС и сооружений с такими соединениями необходимы
фактические
данные
о
параметрах
исследуемых
соединений.
Экспериментальные
исследования работы ФПС достаточно трудоемки, однако в 1980-85 гг. такие исследования
были начаты в НИИ мостов А.Ю.Симкиным [3,11]. В частности, были получены записи Т(s)
для нескольких одноболтовых и четырехболтовых соединений.
Для анализа поведения ФПС были испытаны соединения с болтами диаметром 22, 24,
27 и 48 мм. Принятые размеры образцов обусловлены тем, что диаметры 22, 24 и 27 мм
являются наиболее распространенными. Однако при этом в соединении необходимо
размещение слишком большого количества болтов, и соединение становится громоздким.
Для уменьшения числа болтов необходимо увеличение их диаметра. Поэтому было
рассмотрено ФПС с болтами наибольшего диаметра 48 мм. Общий вид образцов показан на
рис. 4.1.
Рис. 4.1 Общий вид образцов ПС с болтами 48 мм
Пластины ФПС были выполнены из толстолистовой стали марки 10ХСНД.
Высокопрочные болты были изготовлены тензометрическими из стали 40Х "селект" в
соответствии с требованиями [6]. Контактные поверхности пластин были обработаны

387.

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ
ИССЛЕДОВАНИЙ РАБОТЫ ФПС
Для анализа работы ФПС и сооружений с такими соединениями необходимы фактические данные о параметрах исследуемых соединений. Экспериментальные исследования
работы ФПС достаточно трудоемки, однако в 1980-85 гг. такие исследования были начаты в НИИ мостов А.Ю.Симкиным *3,11+. В частности, были получены записи Т(s) для
нескольких одноболтовых и четырехболтовых соединений.
Для анализа поведения ФПС были испытаны соединения с болтами диаметром 22, 24, 27 и 48 мм. Принятые размеры образцов обусловлены тем, что диаметры 22, 24 и 27 мм
являются наиболее распространенными. Однако при этом в соединении необходимо размещение слишком большого количества болтов, и соединение становится громоздким.
Для уменьшения числа болтов необходимо увеличение их диаметра. Поэтому было рассмотрено ФПС с болтами наибольшего диаметра 48 мм. Общий вид образцов показан на
рис. 4.1.
Пластины ФПС были выполнены из толстолистовой стали марки 10ХСНД. Высокопрочные болты были изготовлены тензометрическими из стали 40Х "селект" в соответствии с
требованиями *6+. Контактные поверхности пластин были обработаны протекторной цинкосодержащей грунтовкой ВЖС-41 после дробеструйной очистки. Болты были
предварительно протарированы с помощью электронного пульта АИ-1 и при сборке соединений натягивались по этому же пульту в соответствии с тарировочными
зависимостями ручным ключом на заданное усилие натяжения N0.
Испытания проводились на пульсаторах в НИИ мостов и на универсальном динамическом стенде УДС-100 экспериментальной базы ЛВВИСКУ. В испытаниях на стенде
импульсная нагрузка на ФПС обеспечивалась путем удара движущейся массы М через резиновую прокладку в рабочую тележку, связанную с ФПС жесткой тягой. Масса и
скорость тележки, а также жесткость прокладки подбирались таким образом, чтобы при неподвижной рабочей тележке получился импульс силы с участком, на котором сила
Рис. 4.1 Общий вид образцов ПС с болтами 48 мм

388.

сохраняет постоянное значение, длительностью около 150 мс. Амплитудное значение импульса силы подбиралось из условия некоторого превышения несущей способности
ФПС. Каждый образец доводился до реализации полного смещения по овальному отверстию.
Во время испытаний на стенде и пресс-пульсаторах контролировались следующие параметры:
• величина динамической продольной силы в пакете ФПС;
• взаимное смещение пластин ФПС;
• абсолютные скорости сдвига пластин ФПС;
• ускорение движения пластин ФПС и ударные массы (для испытаний на стенде).
После каждого нагружения проводился замер напряжения высокопрочного болта.
Из полученных в результате замеров данных наибольший интерес представляют для нас зависимости продольной силы, передаваемой на соединение (несущей способности
ФПС), от величины подвижки S. Эти зависимости могут быть получены теоретически по формулам, приведенным выше в разделе 3. На рисунках 4.2 - 4.3 приведено графическое
Рис. 4.2, 4.3 Экспериментальные диаграммы деформирования ФПС
для болтов 22 мм и 24 мм.
представление полученных диаграмм деформирования ФПС. Из рисунков видно, что характер зависимостей Т(s) соответствует в целом принятым гипотезам и результатам
теоретических построений предыдущего раздела. В частности, четко проявляются три участка деформирования соединения: до проскальзывания элементов соединения, после
проскальзывания листов пакета и после проскальзывания шайбы относительно наружного листа пакета. Вместе с тем, необходимо отметить существенный разброс полученных
диаграмм. Это связано, по-видимому, с тем, что в проведенных испытаниях принят наиболее простой приемлемый способ обработки листов пакета. Несмотря на наличие
существенного разброса, полученные диаграммы оказались пригодными для дальнейшей обработки.
В результате предварительной обработки экспериментальных данных построены диаграммы деформирования нахлесточных ФПС. В соответствии с ранее изложенными
теоретическими разработками эти диаграммы должны описываться уравнениями вида (3.14). В указанные уравнения входят 9 параметров:

389.

N0— начальное натяжение; f0 — коэффициент трения покоя;
k0 — коэффициент, определяющий влияние скорости на коэффициент трения скольжения;
k1— коэффициент износа по контакту трущихся листов пакета;
k2— коэффициент износа по контакту листа и шайбы;
Sпл — предельное смещение, при котором возникают пластические деформации в теле болта;
S0— предельное смещение, при котором возникает срыв шайбы болта относительно листа пакета;
к — коэффициент, характеризующий увеличение натяжения болта вследствие геометрической нелинейности его работы;
q — коэффициент, характеризующий уменьшение натяжения болта вследствие его пластической работы.
Обработка экспериментальных данных заключалась в определении этих 9 параметров. При этом параметры варьировались на сетке их возможных значений. Для каждой
девятки значений параметров по методу наименьших квадратов вычислялась величина невязки между расчетной и экспериментальной диаграммами деформирования, причем
невязка суммировалась по точкам цифровки экспериментальной диаграммы.
Для поиска искомых значений параметров для болтов диаметром 24 мм последние варьировались в следующих пределах:
k1, k2— от 0.000001 до 0.00001 с шагом 0.000001 Н; kv— от 0 до 1 с шагом 0.1 с/мм;
S0 — от величины Sпл до 25 с шагом 1 мм; Sпл — от 1 до 10 с шагом 1 мм;
q— от 0.1 до 1 с шагом 0.1 мм~1; f0— от 0.1 до 0.5 с шагом 0.05;
N0— от 30 до 60 с шагом 5 кН; к — от 0.1 до 1 с шагом 0.1;
На рис. 4.4 и 4.5 приведены характерные диаграммы деформирования ФПС,
полученные экспериментально и соответствующие им теоретические
диаграммы. Сопоставление расчетных и натурных данных указывают на то,
что подбором параметров ФПС удается добиться хорошего совпадения
натурных и расчетных диаграмм деформирования ФПС. Расхождение
диаграмм на конечном их участке обусловлено резким падением скорости
подвижки перед остановкой, не учитываемым в рамках предложенной
теории расчета ФПС. Для болтов диаметром 24 мм было обработано 8
экспериментальных диаграмм деформирования. Результаты определения
параметров соединения для каждой из подвижек приведены в таблице 4.1.
Рис.4.4
Рис. 4.5
Таблица 4.1

390.

Результаты определения параметров ФПС
параметры N
подвижки
k1106,
кН-1
k2 106,
кН-1
1
2
3
4
5
6
7
8
11
8
12
7
14
6
8
8
32
15
27
14
35
11
20
15
k ,
с/мм
0.25
0,24
0.44
0.42
0.1
0.2
0.2
0.3
S0, мм SПЛ
11
8
13.5
14.6
8
12
19
9
мм
9
7
11.2
12
4.2
9
16
2.5
q,
f0
к
мм-1
0.00001
0.00044
0.00012
0.00011
0.0006
0.00002
0.00001
0.00028
N0,
кН
0.34
0.36
0.39
0.29
0.3
0.3
0.3
0.35
105
152
125
193
370
120
106
154
260
90
230
130
310
100
130
75
Приведенные в таблице 4.1 результаты вычислений параметров соединения были статистически обработаны и получены математические ожидания и среднеквадратичные
отклонения для каждого из параметров. Их значения приведены в таблице 4.2. Как видно из приведенной таблицы, значения параметров характеризуются значительным
разбросом. Этот факт затрудняет применение одноболтовых ФПС с рассмотренной обработкой поверхности (обжиг листов пакета). Вместе с тем, переход от одноболтовых к
многоболтовым соединениям должен снижать разброс в параметрах диаграммы деформирования.
Таблица. 4.2.
Результаты статистической обработки значений параметров ФПС
Значения параметров
математическое
среднеквадратичное
k1 106, КН-1
ожидание
9.25
отклонение
2.76
k2 106, кН-1
21.13
9.06
kv с/мм
0.269
0.115
S0, мм
11.89
3.78
Sпл , мм
8.86
4.32
q, мм-1
0.00019
0.00022
f0
0.329
0.036
Nо,кН
165.6
87.7
165.6
88.38
Параметры
соединения

391.

5. ОЦЕНКА ПАРАМЕТРОВ ДИАГРАММЫ
ДЕФОРМИРОВАНИЯ МНОГОБОЛТОВЫХ
ФРИКЦИОННО-ПОДВИЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ (ФПС)
5.1. Общие положения методики расчета
многоболтовых ФПС
Имеющиеся теоретические и экспериментальные исследования одноболтовых ФПС позволяют перейти к анализу многоболтовых соединений. Для упрощения задачи примем
широко используемое в исследованиях фрикционных болтовых соединений предположение о том, что болты в соединении работают независимо. В этом случае
математическое ожидание несущей способности T и дисперсию Dt (или среднеквадратическое отклонение
T( s )
DT
T ( s , 1 , 2 ,... k ) p1( 1 ) p2 ( 2 )...pk ( k )d 1d 2 ...d k
(5.1)
( T T ) p1 p2 ... pk d 1d 2 ...d k
2
2
... T 2 p1 p2 ... pk d 1d 2 ...d k T
T ) можно записать в виде:
T DT
(5.2)
(5.3)
В приведенных формулах:
T ( s , 1 , 2 ,... k ) - найденная выше зависимость несущей способности T от подвижки s и параметров соединения i; в нашем случае в качестве параметров выступают
коэффициент износа k, смещение при срыве соединения S0 и др.
pi(ai) — функция плотности распределения i-го параметра; по имеющимся данным нам известны лишь среднее значение i и их стандарт (дисперсия).

392.

Для дальнейших исследований приняты два возможных закона распределения параметров ФПС: равномерное в некотором возможном диапазоне изменения параметров
min i max и нормальное. Если учесть, что в предыдущих исследованиях получены величины математических ожиданий i и стандарта i , то соответствующие
функции плотности распределения записываются в виде:
а) для равномерного распределения
1
pi
2 i 3 при
3 3
(5.4)
и pi = 0 в остальных случаях;
б) для нормального распределения
pi
1
i 2
e
i ai 2
2 i 2
.
(5.5)
Результаты расчетного определения зависимостей T(s) и (s) при двух законах распределения сопоставляются между собой, а также с данными натурных испытаний двух,
четырех, и восьми болтовых ФПС.
5.2. Построение уравнений деформирования стыковых многоболтовых ФПС
Для вычисления несущей способности соединения сначала рассматривается более простое соединение встык. Такое соединение характеризуется всего двумя параметрами начальной несущей способностью Т0 и коэффициентом износа k. При этом несущая способность одноболтового соединения описывается уравнением:
T=Toe-kas .
(5.6)
В случае равномерного распределения математическое ожидание несущей способности соединения из п болтов составит:
k T 3
dk
dT
kas
T
e
2
3
2
3
k
T
3
k T 3
T0 T 3
T n
T0 T
nT0 e kas
sh( sa k 3 )
sa k
.
(5.7)
При нормальном законе распределения математическое ожидание несущей способности соединения из п болтов определится следующим образом:

393.

T n
kas
Te
1
T 2
( T T ) 2
e
2 T 2
1
k 2
( k k )2
e
2 k 2
dkdT
( k k )2
( T T ) 2
2
2
1
1
2 k
2 T
kas
n
Te
dT
e
e
dk
.
T 2
k 2
Если учесть, что для любой случайной величины x с математическим ожиданием x функцией распределения р(х} выполняется соотношение:
x x p( x ) dx ,
то первая скобка. в описанном выражении для вычисления несущей способности соединения Т равна математическому ожиданию начальной несущей способности Т0. При
этом:
T nT0
kas
1
e
k 2
( k k )2
2 k 2
dk .
Выделяя в показателе степени полученного выражения полный квадрат, получим:
T nT0
nT0
1
k 2
1
k 2
e
k k as k2 2 as k as k2
2 k2
2
dk
2
as 2
k k as k2
k
as k
2
2 k2
e
e
dk .
1
Подынтегральный член в полученном выражении с учетом множителя
k as 2
k 2 представляет не что иное, как функцию плотности нормального распределения с
k и среднеквадратичным отклонением
математическим ожиданием
несущей способности соединения принимает окончательный вид:
k . По этой причине интеграл в полученном выражении тождественно равен 1 и выражение для

394.

T nT0 e
ask
a 2 s 2 k2
2
.
(5.8)
Соответствующие принятым законам распределения дисперсии составляют:
для равномерного закона распределения
2
2
D nT0 e 2 ask 1 T F ( 2 x ) F ( x )2 ,
2
T0
F( x )
где
(5.9)
shx
; x sa k 3
x
для нормального закона распределения
2
2
2 1 A
A1
2
D n T0 T 1 ( A1 ) e T0 e 1 ( A ) ,
2
где
(5.10)
A1 2 as( k2 as k ).
Представляет интерес сопоставить полученные зависимости с аналогичными зависимостями, выведенными выше для одноболтовых соединений.
Рассмотрим, прежде всего, характер изменения несущей способности ФПС по мере увеличения подвижки s и коэффициента износа k для случая использования равномерного
закона распределения в соответствии с формулой (5.4). Для этого введем по аналогии с (5.4) безразмерные характеристики изменения несущей способности:
относительное падение несущей способности
sh( x )
kas
T
x
1
e
nT0
.
(5.11)
коэффициент перехода от одноболтового к многоболтовому соединению
1
T
nT0 e kas
sh( x )
.
x
(5.12)

395.

Наконец для относительной величины среднеквадратичного отклонения
1
nT0 e kas
с с использованием формулы (5.9) нетрудно получить
2
1
T2 sh2 x shx
1
.
2 2 x
n
x
T
0
(5.13)
Аналогичные зависимости получаются и для случая нормального распределения:
2
1 A
e 1 ( A )
2
,
(5.14)
2 2
2
k s
1 2 kas
e
1 ( A )
2
2
,
(5.15)
2
T2
1
1 A
A
1 2 1 ( A1 ) e 1 e 1 ( A ) ,
n
2
T0
(5.16)
где
k2 s 2
A
2 s ka
2
,
A1 2 As ( k2 sa k )
( A )
,
2
A
2
z
e dz
0
.
На рис. 5.1 - 5.2 приведены зависимости i и i от величины подвижки s. Кривые построены при тех же значениях переменных, что использовались нами ранее при построении
( k ,s )
зависимости T/T0 для одноболтового соединения. Как видно из рисунков, зависимости i
аналогичны зависимостям, полученным для одноболтовых соединений, но
характеризуются большей плавностью, что должно благоприятно сказываться на работе соединения и конструкции в целом.
Особый интерес представляет с нашей точки зрения зависимость коэффициента перехода
i ( k , a , s ) . По своему смыслу математическое ожидание несущей способности
многоболтового соединения T получается из несущей способности одноболтового соединения Т1 умножением на , т.е.:
T T1
(5.17)
lim x 1 . В частности, 1 при неограниченном увеличении математического ожидания коэффициента износа k или смещения s. Более того, при
Согласно (5.12)
выполнении условия

396.

k k 3
(5.18)
будет иметь место неограниченный рост несущей способности ФПС с увеличением подвижки s, что противоречит смыслу задачи.
Полученный результат ограничивает возможность применения равномерного распределения условием (5.18).
Что касается нормального распределения, то возможность его применения определяется пределом:
lim 2
s
1
lim e ( kas A ) 1 ( A ) .
2 s
Для анализа этого предела учтем известное в теории вероятности соотношение:
x2
1 2 1
lim 1 x lim
e
.
x
x
x
2

397.

1=
а)
S, мм

398.

2=Т/nT0
Подвижка S, мм
Рис.5.1. Графики зависимости расчетного снижения несущей способности ФПС от величины подвижки в соединении при различной толщине пакета листов l
а) при использовании равномерного закона распределения параметров ФПС
б) при использовании нормального закона распределения параметров ФПС
● - l=20мм; ▼- l=30мм; □ - l=40мм; - l=50мм; - l=60мм; ○ - l=70мм; - l=80мм;

399.

1
а)
S, мм

400.

Коэффициент перехода 2
б)
Подвижка S, мм
Рис.5.2. Графики зависимости коэффициента перехода от одноболтового к многоболтовому ФПС от величины подвижки в соединении при различной толщине пакета листов l
а) при использовании равномерного закона распределения параметров ФПС
б) при использовании нормального закона распределения параметров ФПС
● - l=20мм; - l=30мм; □ - l=40мм; - l=50мм; - l=60мм; ○ - l=70мм; - l=80мм
С учетом сказанного получим:
A2
1
1 2 1
0.
lim 2 lim e kas A
e
s
s 2
A
2
(5.19)
Предел (5.19) указывает на возможность применения нормального закона распределения при любых соотношениях k и k.
Результаты обработки экспериментальных исследований, выполненные ранее, показывают, что разброс значений несущей способности ФПС для случая обработки поверхностей
соединяемых листов путем нанесения грунтовки ВЖС достаточно велик и достигает 50%. Однако даже в этом случае применение ФПС вполне приемлемо, если перейти от
одноболтовых к многоболтовым соединениям. Как следует из полученных формул (5.13, 5.16), для среднеквадратичного отклонения 1 последнее убывает пропорционально
корню из числа болтов. На рисунке 5.3 приведена зависимость относительной величины среднеквадратичного отклонения 1 от безразмерного параметра х для безразмерной

401.

T
подвижки 2-х, 4-х, 9-ти и 16-ти болтового соединений. Значения T и 0 приняты в соответствии с данными выполненных экспериментальных исследований. Как видно из
графика, уже для 9-ти болтового соединения разброс значений несущей способности Т не превосходит 25%, что следует считать вполне приемлемым.
Рис.5.3. Зависимость относительного разброса несущей
способности ФПС от величины подвижки при различном
числе болтов n
5.3. Построение уравнений деформирования нахлесточных многоболтовых соединений
Распространение использованного выше подхода на расчет нахлесточных соединений достаточно громоздко из-за большого количества случайных параметров, определяющих
работу соединения. Однако с практической точки зрения представляется важным учесть лишь максимальную силу трения Тmax, смещение при срыве соединения S0 и
коэффициент износа k. При этом диаграмма деформирования соединения между точками (0,Т0) и (S0, Tmax) аппроксимируется линейной зависимостью. Для учета излома
графика T(S) в точке S0 введена функция :
1 при 0 S S 0
0 при S S 0
S , S 0
(5.20)

402.

При этом диаграмма нагружения ФПС описывается уравнением:
T ( S ) T1( S , S0 ,T0 ,Tmax ) ( S , S0 ) T2 ( S ,Tmax ,k , S0 ) 1 ( S , S0 ) ,
T1( S ) T0 ( Tmax T0 )
где
S
,
S0
(5.21)
T2 ( S ) Tmax e ka( S S0 ) .
Математическое ожидание несущей способности нахлесточного соединения из n болтов определяется следующим интегралом:
T ( S ) p( k ) p( S0 ) p( Tmax ) dk dS0 dT0 dTmax n I1 I 2
T n
k S0 T0 Tmax
(5.22)
Обратимся сначала к вычислению первого интеграла. После подстановки в (5.22) представления для Т1 согласно (5.20) интеграл I1 может быть представлен в виде суммы трех
интегралов:
I1
T ( T
0
max
T0 )
S0 T0 Tmax
s
s , S 0 p( S 0 ) p( T0 ) p( Tmax )
S0
dS 0 dT0 dTmax I 1,1 I 1,2 I 1,3
где
I1,1
T0 p( T0 ) ( s ,S0 )p( S0 ) p( T0 ) p( Tmax )dTmax dS0 dT0
S0 T0 Tmax
T0 p( T0 )dT0 s , S0 p( S0 )dS0 Tmax p( Tmax )dTmax
T0
S0
Tmax
Если учесть, что для любой случайной величины x выполняются соотношения:
p( x )dx 1
xp( x )dx x ,
и
то получим
I 1,1 T ( s , S0 )p( S0 ) dS0 .
S0
(5.23)

403.

Аналогично
s
I1,2
Tmax S0 ( s ,S0 )p( S0 ) p( T0 ) p( Tmax ) dS0 dT0 dTmax
S0 T0 Tmax
T max
( s , S0 )
S0
S0
p( S0 ) dS0 .
s
I1,3
T0 S0 ( s ,S0 )p( S0 ) p( T0 ) p( Tmax ) dS0 dT0 dTmax
S0 T0 Tmax
T0
( s , S0 )
S0
S0
p( S0 ) dS0 .
Если ввести функции
1 ( s ) ( s , S 0 ) p( S 0 ) dS0
(5.24)
и
( s , S0 )
S0
1( s )
p( S 0 ) dS0 ,
(5.25)
то интеграл I1 можно представить в виде:
I 1 T 1( s ) ( T max T 0 )s 2 ( s ).
(5.26)
Если учесть, что на первом участке s < S0, то с учетом (5.20) формулы (5.24) и (5.25) упростятся и примут вид:
1( s ) p( S0 )dS0
s
(5.27)
2( s )
s
p( S0 )
dS0 .
S0
(5.28)

404.

Для нормального распределения p(S0) функция
1 1 erf ( s ) , а функция записывается в виде:
( S0 S 0 )2
2
s
e
2 s2
dS0 .
S0
(5.29)
Для равномерного распределения функции 1 и 2 могут быть представлены аналитически:
1 при s S 0 s 3
1 S0 s 3 s при S 0 s 3 s S 0 s 3
0 при s S 0 s 3 .
(5.30)
S0 s 3
1
ln
при s S 0 s 3
2 s 3 S 0 s 3
S0 s 3
1
2
ln
при S 0 s 3 s S 0 s 3
s
2 s 3
0 при s S 0 s 3
(5.31)
Аналитическое представление для интеграла (5.23) весьма сложно. Для большинства видов распределений его целесообразно табулировать; для равномерного распределения
интегралы I1 и I2 представляются в замкнутой форме:
S0 s 3
S
ln
при S S 0 s 3
T 0 ( T max T 0 )
2 s 3 S 0 s 3
S0 s 3
S0 s 3
1
( T max T 0 )S ln
I1
T 0 S 0 s 3 S ln
s
s
2 s 3
при S 0 s 3 S S 0 s 3
0 при S S 0 3
s
(5.32)

405.

0 при S S 0 s 3
I2 T m
F( S ) F( s 3 )
2 s 3
причем
при S S 0 s 3 ,
(5.33)
. В формулах (5.32, 5.33) Ei - интегральная показательная функция.
F ( x ) Ei ax( k k 3 ) Ei ax( k k 3 )
Полученные формулы подтверждены результатами экспериментальных исследований многоболтовых соединений и рекомендуются к использованию при проектировании
сейсмостойких конструкций с ФПС.

406.

6. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ТЕХНОЛОГИИ
ИЗГОТОВЛЕНИЯ ФПС И СООРУЖЕНИЙ С
ТАКИМИ СОЕДИНЕНИЯМИ
Технология изготовления ФПС включает выбор материала элементов соединения,
подготовку контактных поверхностей, транспортировку и хранение деталей, сборку
соединений. Эти вопросы освещены ниже.
6.1. Материалы болтов, гаек, шайб и покрытий
контактных поверхностей стальных деталей ФПС
и опорных поверхностей шайб
Для ФПС следует применять высокопрочные болты по ГОСТ 553-77, гайки по ГОСТ
22354-74, шайбы по ГОСТ 22355-75 с обработкой опорной поверхности по указаниям
раздела 6.4 настоящего пособия. Основные размеры в мм болтов, гаек и шайб и расчетные
площади поперечных сечений в мм2 приведены в табл.6.1.
Таблица 6.1.
Номиналь
ный
Расчетная
площадь
Высота
головки
Высота
гайки
Размер
Диаметр
под ключ опис.окр.
диаметр по сечения
телу по резьбе
по
Размеры шайб
Диаметр
внутр.
нар.
Толщина
болта
16
201
157
12
15
27
гайки
29,9
18
255
192
13
16
30
33,3
4
20
39
20
314
245
14
18
32
35,0
4
22
44
22
380
303
15
19
36
39,6
6
24
50
24
453
352
17
22
41
45,2
6
26
56
27
573
459
19
24
46
50,9
6
30
66
30
707
560
19
24
46
50,9
6
30
66
36
1018
816
23
29
55
60,8
6
39
78
42
1386
1120
26
34
65
72,1
8
45
90
4
18
37

407.

ТЕХНОЛОГИИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ ФПС И СООРУЖЕНИЙ С ТАКИМИ СОЕДИНЕНИЯМИ
Технология изготовления ФПС включает выбор материала элементов соединения, подготовку контактных поверхностей, транспортировку и хранение деталей, сборку
соединений. Эти вопросы освещены ниже.
6.1.
Материалы болтов, гаек, шайб и покрытий контактных поверхностей стальных деталей ФПС и опорных поверхностей шайб
Для ФПС следует применять высокопрочные болты по ГОСТ 553-77, гайки по ГОСТ 22354-74, шайбы по ГОСТ 22355-75 с обработкой опорной поверхности по указаниям раздела
6.4 настоящего пособия. Основные размеры в мм болтов, гаек и шайб и расчетные площади поперечных сечений в мм2 приведены в табл.6.1.
Таблица 6.1.
Номиналь Расчетная
ный
площадь
диаметр сечения по
болта
Высота
головки
Высота
гайки
Размер Диаметр
под ключ опис.окр.
гайки
Размеры шайб
Толщин Диаметр
внутр. нар.
а
16
по телу по
201
157
резьбе 12
15
27
29,9
4
18
37
18
255
192
13
16
30
33,3
4
20
39
20
314
245
14
18
32
35,0
4
22
44
22
380
303
15
19
36
39,6
6
24
50
24
453
352
17
22
41
45,2
6
26
56
27
573
459
19
24
46
50,9
6
30
66
30
707
560
19
24
46
50,9
6
30
66
36
1018
816
23
29
55
60,8
6
39
78
42
1386
1120
26
34
65
72,1
8
45
90
48
1810
1472
30
38
75
83,4
8
52
100
Полная длина болтов в случае использования шайб по ГОС 22355-75 назначается в соответствии с данными табл.6.2.

408.

Таблица 6.2.
Номинальная
длина стержня
Длина резьбы 10 при номинальном диаметре резьбы d
16
18
20
22
24
27
30
36
42
48
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
90
95
100
105
110
*
38
38
38
38
38
38
38
38
38
38
38
38
38
38
*
42
42
42
42
42
42
42
42
42
42
42
42
42
*
46
46
46
46
46
46
46
46
46
46
46
46
*
50
50
50
50
50
50
50
50
50
50
50
*
54
54
54
54
54
54
54
54
54
54
60
60
60
60
60
60
60
60
60
66
66
66
66
66
66
66
66
78
78
78
78
78
90
90
102
115
120
38
38
42
42
46
46
50
50
54
54
60
60
66
66
78
78
90
90
102
102
46
46
46
46
50
50
50
50
54
54
54
54
60
60
60
60
66
66
66
66
78
78
78
78
90
90
90
90
102
102
102
102
52
56
60
66
72
84
96
108
125
38
42
130
38
42
140
38
42
150
38
42
160, 170, 180
190, 200, 220
44
48
240,260,280,300
Примечание: знаком * отмечены болты с резьбой по всей длине стержня.
Для консервации контактных поверхностей стальных деталей следует применять фрикционный грунт ВЖС 83-02-87 по ТУ. Для нанесения на опорные поверхности шайб методом
плазменного напыления антифрикционного покрытия следует применять в качестве материала подложки интерметаллид ПН851015 по ТУ-14-1-3282-81, для несущей структуры оловянистую бронзу БРОФ10-8 по ГОСТ, для рабочего тела - припой ПОС-60 по ГОСТ.
Примечание: Приведенные данные действительны при сроке хранения несобранных конструкций до 1 года.
6.2. Конструктивные требования к соединениям

409.

В конструкциях соединений должна быть обеспечена возможность свободной постановки болтов, закручивания гаек и плотного стягивания пакета болтами во всех местах их
постановки с применением динамометрических ключей и гайковертов.
Номинальные диаметры круглых и ширина овальных отверстий в элементах для пропуска высокопрочных болтов принимаются по табл.6.3.
Таблица 6.3.
Группа соединений
Номинальный диаметр болта в мм.
16
18
20
22
24
27
30
36
42
48
Определяющих
геометрию
17
19
21
23
25
28
32
37
44
50
Не определяющих
геометрию
20
23
25
28
30
33
36
40
45
52
Длины овальных отверстий в элементах для пропуска высокопрочных болтов назначают по результатам вычисления максимальных абсолютных смещений соединяемых
деталей для каждого ФПС по результатам предварительных расчетов при обеспечении несоприкосновения болтов о края овальных отверстий, и назначают на 5 мм больше для
каждого возможного направления смещения.
ФПС следует проектировать возможно более компактными.
Овальные отверстия одной детали пакета ФПС могут быть не сонаправлены.
Размещение болтов в овальных отверстиях при сборке ФПС устанавливают с учетом назначения ФПС и направления смещений соединяемых элементов.
При необходимости в пределах одного овального отверстия может быть размещено более одного болта.
Все контактные поверхности деталей ФПС, являющиеся внутренними для ФПС, должны быть обработаны грунтовкой ВЖС 83-02-87 после дробеструйной (пескоструйной)
очистки.
Не допускается осуществлять подготовку тех поверхностей деталей ФПС, которые являются внешними поверхностями ФПС.
Диаметр болтов ФПС следует принимать не менее 0,4 от толщины соединяемых пакета соединяемых деталей.
Во всех случаях несущая способность основных элементов конструкции, включающей ФПС, должна быть не менее чем на 25% больше несущей способности ФПС на фрикционнонеподвижной стадии работы ФПС.
Минимально допустимое расстояние от края овального отверстия до края детали должно составлять:
- вдоль направления смещения >= 50 мм.
- поперек направления смещения >= 100 мм.

410.

В соединениях прокатных профилей с непараллельными поверхностями полок или при наличии непараллельности наружных плоскостей ФПС должны применяться
клиновидные шайбы, предотвращающие перекос гаек и деформацию резьбы.
Конструкции ФПС и конструкции, обеспечивающие соединение ФПС с основными элементами сооружения, должны допускать возможность ведения последовательного не
нарушающего связности сооружения ремонта ФПС.
6.3. Подготовка контактных поверхностей элементов и методы контроля.
Рабочие контактные поверхности элементов и деталей ФПС должны быть подготовлены посредством либо пескоструйной очистки в соответствии с указаниями ВСН 163-76, либо
дробеструйной очистки в соответствии с указаниями.
Перед обработкой с контактных поверхностей должны быть удалены заусенцы, а также другие дефекты, препятствующие плотному прилеганию элементов и деталей ФПС.
Очистка должна производиться в очистных камерах или под навесом, или на открытой площадке при отсутствии атмосферных осадков.
Шероховатость поверхности очищенного металла должна находиться в пределах 25-50 мкм.
На очищенной поверхности не должно быть пятен масел, воды и других загрязнений.
Очищенные контактные поверхности должны соответствовать первой степени удаления окислов и обезжиривания по ГОСТ 9022-74.
Оценка шероховатости контактных поверхностей производится визуально сравнением с эталоном или другими апробированными способами оценки шероховатости.
Контроль степени очистки может осуществляться внешним осмотром поверхности при помощи лупы с увеличением не менее 6-ти кратного. Окалина, ржавчина и другие
загрязнения на очищенной поверхности при этом не должны быть обнаружены.
Контроль степени обезжиривания осуществляется следующим образом: на очищенную поверхность наносят 2-3 капли бензина и выдерживают не менее 15 секунд. К этому
участку поверхности прижимают кусок чистой фильтровальной бумаги и держат до полного впитывания бензина. На другой кусок фильтровальной бумаги наносят 2-3 капли
бензина. Оба куска выдерживают до полного испарения бензина. При дневном освещении сравнивают внешний вид обоих кусков фильтровальной бумаги. Оценку степени
обезжиривания определяют по наличию или отсутствию масляного пятна на фильтровальной бумаге.
Длительность перерыва между пескоструйной очисткой поверхности и ее консервацией не должна превышать 3 часов. Загрязнения, обнаруженные на очищенных поверхностях,
перед нанесением консервирующей грунтовки ВЖС 83-02-87 должны быть удалены жидким калиевым стеклом или повторной очисткой. Результаты проверки качества очистки
заносят в журнал.
6.4. Приготовление и нанесение протекторной грунтовки ВЖС 83-02-87. Требования к загрунтованной поверхности. Методы контроля
Протекторная грунтовка ВЖС 83-02-87 представляет собой двуупаковочный лакокрасочный материал, состоящий из алюмоцинкового сплава в виде пигментной пасты, взятой в
количестве 66,7% по весу, и связующего в виде жидкого калиевого стекла плотностью 1,25, взятого в количестве 33,3% по весу.
Каждая партия материалов должна быть проверена по документации на соответствие ТУ. Применять материалы, поступившие без документации завода-изготовителя,
запрещается.

411.

Перед смешиванием составляющих протекторную грунтовку ингредиентов следует довести жидкое калиевое стекло до необходимой плотности 1,25 добавлением воды.
Для приготовления грунтовки ВЖС 83-02-87 пигментная часть и связующее тщательно перемешиваются и доводятся до рабочей вязкости 17-19 сек. при 18-20°С добавлением
воды.
Рабочая вязкость грунтовки определяется вискозиметром ВЗ-4 (ГОСТ 9070-59) по методике ГОСТ 17537-72.
Перед и во время нанесения следует перемешивать приготовленную грунтовку до полного поднятия осадка.
Грунтовка ВЖС 83-02-87 сохраняет малярные свойства (жизнеспособность) в течение 48 часов.
Грунтовка ВЖС 83-02-87 наносится под навесом или в помещении. При отсутствии атмосферных осадков нанесение грунтовки можно производить на открытых площадках.
Температура воздуха при произведении работ по нанесению грунтовки ВЖС 83-02-87 должна быть не ниже +5°С.
Грунтовка ВЖС 83-02-87 может наноситься методами пневматического распыления, окраски кистью, окраски терками. Предпочтение следует отдавать пневматическому
распылению.
Грунтовка ВЖС 83-02-87 наносится за два раза по взаимно перпендикулярным направлениям с промежуточной сушкой между слоями не менее 2 часов при температуре +1820°С.
Наносить грунтовку следует равномерным сплошным слоем, добиваясь окончательной толщины нанесенного покрытия 90-110 мкм. Время нанесения покрытия при
естественной сушке при температуре воздуха 18-20 С составляет 24 часа с момента нанесения последнего слоя.
Сушка загрунтованных элементов и деталей во избежание попадания атмосферных осадков и других загрязнений на невысохшую поверхность должна проводится под навесом.
Потеки, пузыри, морщины, сорность, не прокрашенные места и другие дефекты не допускаются. Высохшая грунтовка должна иметь серый матовый цвет, хорошее сцепление
(адгезию) с металлом и не должна давать отлипа.
Контроль толщины покрытия осуществляется магнитным толщиномером ИТП-1.
Адгезия определяется методом решетки в соответствии с ГОСТ 15140-69 на контрольных образцах, окрашенных по принятой технологии одновременно с элементами и
деталями конструкций.
Результаты проверки качества защитного покрытия заносятся в Журнал контроля качества подготовки контактных поверхностей ФПС.
6.4.1 Основные требования по технике безопасности при работе
с грунтовкой ВЖС 83-02-87
Для обеспечения условий труда необходимо соблюдать:
"Санитарные правила при окрасочных работах с применением ручных распылителей" (Министерство здравоохранения СССР, № 991-72)

412.

"Инструкцию по санитарному содержанию помещений и оборудования производственных предприятий" (Министерство здравоохранения СССР, 1967 г.).
При пневматическом методе распыления, во избежание увеличения туманообразования и расхода лакокрасочного материала, должен строго соблюдаться режим окраски.
Окраску следует производить в респираторе и защитных очках. Во время окрашивания в закрытых помещениях маляр должен располагаться таким образом, чтобы струя
лакокрасочного материала имела направление преимущественно в сторону воздухозаборного отверстия вытяжного зонта. При работе на открытых площадках маляр должен
расположить окрашиваемые изделия так, чтобы ветер не относил распыляемый материал в его сторону и в сторону работающих вблизи людей.
Воздушная магистраль и окрасочная аппаратура должны быть оборудованы редукторами давления и манометрами. Перед началом работы маляр должен проверить
герметичность шлангов, исправность окрасочной аппаратуры и инструмента, а также надежность присоединения воздушных шлангов к краскораспределителю и воздушной
сети. Краскораспределители, кисти и терки в конце рабочей смены необходимо тщательно очищать и промывать от остатков грунтовки.
На каждом бидоне, банке и другой таре с пигментной частью и связующим должна быть наклейка или бирка с точным названием и обозначением этих материалов. Тара должна
быть исправной с плотно закрывающейся крышкой.
При приготовлении и нанесении грунтовки ВЖС 83-02-87 нужно соблюдать осторожность и не допускать ее попадания на слизистые оболочки глаз и дыхательных путей.
Рабочие и ИТР, работающие на участке консервации, допускаются к работе только после ознакомления с настоящими рекомендациями, проведения инструктажа и проверки
знаний по технике безопасности. На участке консервации и в краскозаготовительном помещении не разрешается работать без спецодежды.
Категорически запрещается прием пищи во время работы. При попадании составных частей грунтовки или самой грунтовки на слизистые оболочки глаз или дыхательных путей
необходимо обильно промыть загрязненные места.

413.

6.4.2 Транспортировка и хранение элементов и деталей, законсервированных грунтовкой
ВЖС 83-02-87
Укладывать, хранить и транспортировать законсервированные элементы и детали нужно так, чтобы исключить возможность механического повреждения и загрязнения
законсервированных поверхностей.
Собирать можно только те элементы и детали, у которых защитное покрытие контактных поверхностей полностью высохло. Высохшее защитное покрытие контактных
поверхностей не должно иметь загрязнений, масляных пятен и механических повреждений.
При наличии загрязнений и масляных пятен контактные поверхности должны быть обезжирены. Обезжиривание контактных поверхностей, законсервированных ВЖС 83-02-87,
можно производить водным раствором жидкого калиевого стекла с последующей промывкой водой и просушиванием. Места механических повреждений после
обезжиривания должны быть подконсервированы.
6.5. Подготовка и нанесение антифрикционного покрытия на опорные поверхности шайб
Производится очистка только одной опорной поверхности шайб в дробеструйной камере каленой дробью крупностью не более 0,1 мм. На отдробеструенную поверхность шайб
методом плазменного напыления наносится подложка из интерметаллида ПН851015 толщиной . …..м. На подложку из интерметаллида ПН851015 методом плазменного
напыления наносится несущий слой оловянистой бронзы БРОФ10-8. На несущий слой оловянистой бронзы БРОФ10-8 наносится способом лужения припой ПОС-60 до полного
покрытия несущего слоя бронзы.
6.6. Сборка ФПС
Сборка ФПС проводится с использованием шайб с фрикционным покрытием одной из поверхностей, при постановке болтов следует располагать шайбы обработанными
поверхностями внутрь ФПС.
Запрещается очищать внешние поверхности внешних деталей ФПС. Рекомендуется использование неочищенных внешних поверхностей внешних деталей ФПС.
Каждый болт должен иметь две шайбы (одну под головкой, другую под гайкой). Болты и гайки должны быть очищены от консервирующей смазки, грязи и ржавчины, например,
промыты керосином и высушены.
Резьба болтов должна быть прогнана путем провертывания гайки от руки на всю длину резьбы. Перед навинчиванием гайки ее резьба должна быть покрыта легким слоем
консистентной смазки.
Рекомендуется следующий порядок сборки:
совмещают отверстия в деталях и фиксируют их взаимное положение;
устанавливают болты и осуществляют их натяжение гайковертами на 90% от проектного усилия. При сборке многоболтового ФПС установку болтов рекомендуется начать с болта
находящегося в центре тяжести поля установки болтов, и продолжать установку от центра к границам поля установки болтов;

414.

после проверки плотности стягивания ФПС производят герметизацию ФПС;
болты затягиваются до нормативных усилий натяжения динамометрическим ключом.
Заявка на изобретении: ««Способ усиления пролетного
строения мостового сооружения с использованием
комбинированных пространственных трехгранных
структур для сейсмоопасных районов Отправлено в
(ФИПС) от 26.12.2023

415.

Заключение : На основании прямого
упругопластического расчета стальных ферм-балок с
большими перемещениями на предельное равновесие
и приспособляемость (А.Хейдари, В.В.Галишникова) и
анализа результатов расчета проф дтн ПГУПС
А.М.Уздина, можно сделать следующие выводы. 1.
Очевидным преимуществом квазистатического расчета
пластинчатых балок с пластинчато -балочной системой с
упруго пластинчатыми сдвиговыми компенсаторами ,
является его относительная простота и высокая скорость
выполнения, что полезно на ранних этапах вариантного
проектирования армейских ангаров от дронов камикадзе , с целью выбора наиболее удачного
технического решения. 2. Допущения и абстракции,
принимаемые при квазистатическом расчете,
рекомендованном , приводят к значительному запасу
прочности стальных ферм и перерасходу материалов в
строительных конструкциях. 3. Рассматривалась упругая
стадия работы , не допускающая развития остаточных
деформаций. Модульный анализ, являющийся частным
случаем динамического метода, не применим при
Великолепная семерка : Авторы разработчики «Способа
надстройки пятиэтажного здания без выселения» для
беженцев Херсона, Мариуполя, Бахмута, с использем
сверхпрочных и сверхлегких комбинированных
пространственных структурных трехгранных ферм, с
предварительным напряжением, для плоских покрытий,
с неразрезыми поясами пятигранного составного профиля.
Изобретатели : Елисев В.К, Темнов В. Г, Коваленко А. И,

416.

нелинейном динамическом анализе. 4. Избыточная
нагрузка, действующее при чрезвычайных и
критических ситуациях на трехгранную ферму- балку и
изменяющееся по координате и по времени, в SCAD
следует задавать дискретными загружениями фермыбалки . Каждому загружению соответствует свой график
изменения значений и время запаздывания. 5. SCAD
позволяет учесть относительное демпфирование к
коэффициентам Релея, только для первой и второй
собственных частот колебаний , что приводит к
завышению демпфирования и занижению отклика для
частот возмущения выше второй собственной. Данное
обстоятельство может привести к ошибочным
результатам при расчете сложных механических систем
при высокочастотных возмущениях (например, взрыв).
6. Динамические расчеты пластинчато -балочной
системы на воздействие от дронов-камикадзе
(беспилотника), выполняемые в модуле «Прямое
интегрирование уравнений движения» SCAD, позволят
снизить расход материалов и сметную стоимость при
строительстве армейских ангаров . 7. Остается открытым
вопрос внедрения изобретения "Способ усиления
пролетного строения мостового сооружения с
использованием комбинированных пространственных
трехгранных структур для сейсмоопасных районов" ,
рассмотренной инновационной методики в практику
проектирования и ее регламентирования в строительных
нормах и приспособление трехгранной фермы с
неразрезными поясами пятигранного составного
профиля с предварительным напряжением для плоских
покрытий, с применением замкнутых гнутосварных
профилей прямоугольного сечения типа "Молодечно",
серия 1.460.3-14 "Ленпроекстальконструкция") для
критических и чрезвычайных ситуация для компании
"РФ-Россия" для системы несущих элементов и
элементов при строительстве, с упруго пластичными
компенсаторами , со сдвиговой фрикционнодемпфирующей жесткостью по изобр. проф дтн
Егорова О.А,Уздина А. М, Богданова И.А, Елисеева Я.К
(981) 276-49-92, (981) 886-57-42
[email protected]

417.

А.М.Уздина №№1143895, 1168755, 1174616
т/ф (812) 694-78-10, (921)962-67-78, (911) 175-84-65, ( 981) 276-49-92 [email protected]
[email protected]
[email protected] [email protected]
[email protected]
[email protected]

418.

RA.RU.21TЛ09
Н00576
2172576
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 (812) 694-78-10 (921) 962-67-78, (911) 175-84-65, (аттестат № RA.RU.21СТ39, выдан
27.05.2015 ) [email protected] [email protected] [email protected]
[email protected] [email protected] https://t.me/resistance_test Код ОКПД2 25.11.21.112
ФГАОУ ВО «СПбПУ» № RA.RU.21ТЛ09 от 26.01.2017, 195251, СПб, ул. Политехническая, д 29, организация «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ ОГРН:
1022000000824, т/ф: (812) 694-78-10 [email protected] [email protected] [email protected] (аттестат № RA.RU.21ТЛ09, выдан
26.01.2017) Президент организации «Сейсмофонд» при СПб ГАСУИНН: 2014000780 Мажиев Х.Н. https://pub.fsa.gov.ru/ral/view/26088/applicant (921) 96267-78, СБЕР 2202 2006
4085 5233 Счетрешения
получателя
№ 40817810455030402987
Конструктивные
дляСБЕР
повышение
грузоподъемности железнодорожного пролетного строения моста с
использованием строительные элементы в виде комбинированных пространственных трехгранных ферм-балок из прямоугольных труб ( изобретение
№ 154158) , комбинированных пространственных структурных перекрытий ( патент № 80471), с предварительным напряжением ( Е.А.Мелехин
«Трехгранные фермы с предварительным напряжением для плоских покрытий, Мелехин Е.А., НИУ МГСУ «Напряженно –деформируемое состояние
трехгранных ферм с неразрезными поясами пятигранного составного профиля»), с использованием решетчатой пространственный узел покрытия
(перекрытия) из перекрестных ферм типа «Новокисловодск» патент № 153753, соединенные «Монтажное устройство для разборного соединения
элементов стрелы башенного крана,(патент 2336220 ), c учетом изобретений, изобретенных в СССР проф. дтн ПГУПС А.М.Уздиным [email protected] (921)
788-33-64 SU №№ 1143895, 1168755, 1174616? 2550777, 858604, 1760020, 165076, 2010136746, 154506 ), для повышения грузоподьемности пролетного
железнодорожного строения моста при реконструкции , без крановой сборки, согласно заявки на изобретение, от 26.12.2023, б/ н регистр:«Способ
усиления пролетного строения мостового сооружения с использованием пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных районов (аналог
80417, 266599)
ТР ТС 018/2011 Технический Регламент Таможенного Союза «О безопасности колесных транспортных средств» п. 2 ст. 4, 5, 8, 13, СП
14.13330-2011«Строительство в сейсмоопасных районах» п. 4.6, «Руководство по креплению технологического оборудования фундаментными болтами, ЦНИПИПРОМЗДАНИЙ,СН 471-75, НП-031-01 в части категории сейсмостойкости II, ГОСТ 17516.1-90 п.5, ГОСТ
30546.1-98, ГОСТ 30546.3-98 (при условии использования в районах с сейсмичностью 8 баллов для крепления кранов шаровых к
трубопроводам фланцевых фрикционно-подвижных соединений (ФФПС) и демпфирующих узлов крепления в виде болтовых соединений с изолирующими трубами и амортизирующими элементами, выполненных согласно альбому серии 4.402-9 «Анкерные болты», вып.5, «Ленгипронефтехим»).
Протокола испытании узлов и фрагментов сборки трехгранных неразрезных комбинированных пространственных структур, ферм-балок,
приставных пилонов с предварительным напряжением № 526 от 28.12.2023 (ИЛ ФГБОУ СПб ГАСУ, № RA.RU. 21СТ39 от 27.05.2015,
организация «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ ИНН 2014000780, для повышение грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения

419.

№1
RA.RU.21TЛ09 Н00576
2172577

420.

№2
RA.RU.21TЛ09 Н00576
2172578

421.

№3
1RA.RU.21TЛ09 Н00576
2172579

422.

№4
RA.RU.21TЛ09 Н00576
2172580

423.

№5
RA.RU.21TЛ09 Н00576
2172581