15.41M

Категория:

Строительство

Похожие презентации:

Заявление-ходатайство о включении в заявку на изобретение RU 2024100839, название полезной модели

Способ усиления пролетного строения мостового сооружения для сейсмоопасных районов

Совершенствование практических расчетов элементов стальных конструкций на прочность

Конструктивные решения повышения грузоподъемности железнодорожного пролетного строения

Способ усиления основания пролетного строения мостового сооружения с использованием треугольных балочных ферм. Учебное пособие

Повышению грузоподъемности пролетного строения мостового сооружения

Совет Общероссийского офицерского собрания

Способ усиления пролетного строения мостового сооружения. Изобретение

Строительный каталог. Часть 3 СПбГАСУ-ПГУПС

Конструктивные решения по усилению несущих строительных конструкций балочных автомобильных мостов и повышению грузоподъемности

Заявление ходатайство о включении а заявку на изобретение RU 2024106154 20 013574

Заявление ходатайство о включении а заявку на изобретение RU 2024106154 20 013574
исходящий от 20 06 2024 за подписью Главного спец Т А Горбунова 499 240 55 63
Способ усиления основания пролетного строения мостового сооружения с иcпользованием
подвижных треугольных балочных ферм для сейсмоопасных районов имени В В Путина"
RU 2024106154 МПК E 01 D 21 /06 и об оплате патентной пошлины Уздиным А М
Егоровой О А Представить счет для oплаты патентной пошлины Прилагаем копии
СБЕР по оплате патентной пошлины за Уздина Александра Михайловича и Егорову
Ольгу Александровну ( аналог №№ 2804485, 153753,2669595, 80471, 2640855)
(21) РЕГИСТРАЦИОННЫЙ
Дата по СТУПЛЕНИЯ от 11.07.2024
Сейсмофонд
ВХОДЯЩИЙ № 013574
RU № 2024106154
(85) ДАТА ПЕРЕВОДА международной заявки на национальную фазу
На письмо Уведомление № 2024106154/20
(013574) за подписью главного специалиста отдела
формальной экспертизы заявок на изобретение Т.А
Горбунов (499) 240-55-63 просит ответить до
16.07.2024 в запросе от 16.4.2024 оплатить
патентную пошлину Патентная пошлина оплачена
Чек об оплате в Сбер № 9055/0800 от 07.03.2004
Оплата услуг СУИП 354687443538 и
802935532299 за Уздина А М, Егорову О А ранее
прилагался и оплата через СБЕР размешена в
социальной сети и ранее направлялась в ФИПС
(86)
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» ) https://t.me/resistance_test (812) 694-78-10
[email protected] (921) 962-67-78, (981) 886-57-42, (981) 276-49-92 , (911) 175-84-65 Телефон:
Факс: E-mail: [email protected] [email protected]
(921) - 962-67-78, (911) 175-84-65
Телефон: (812) 694-78-10
Факс:
E-mail: [email protected]
https://t.me/resistance_test
(87) (номер и дата международной публикации
международной заявки)
В Федеральную службу по интеллектуальной собственности, патентам и товарным знакам
Бережковская наб., 30, корп.1, Москва, Г-59, ГСП-5, 123995

5.

« Способ усиления основания пролтеного строения моствого
сооруэжения с ипользованием подвиэных труеугольных ферм для сейсмоопасных районов имени В.В.Пуина» RU
2024106154 МПК E 01 D 21/06
(54) НАЗВАНИЕ ПОЛЕЗНОЙ МОДЕЛИ
Изобретение:
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 тел (812) 694-78-10
Соглано
прилогаемго чека СБЕР от 12 февраля 20244 СУИП 354687443583 ФИПС оплата Коваленко Александр Иванович оплачеиа патена пшлина за заявку на изобртение RU 2024106154 входящий
013574 дата 05 03 2024 название полезной моделм « Способ усиления основания пролетного строения моствого сооруэжения с ипользованием подвиэных труеугольных ферм

6.

для сейсмоопасных районов имени В.В.Пуина» [email protected] [email protected] [email protected] [email protected] СБЕР карта МИР 2202
2056 3053 9333 Aleksandr Kovalenko Карта для оказания матириальной помощи ветерану боевых действий , инвалиду первой группы , военому пенсионеру , последнему изобртелелю СССР ,
73 года , участнику боя под Бамутом , Шали , Санжень –Юрт , Курчалой .г.Грозный 1994-1995
МИР карта 2202 2056 3053 9333 Aleksandr Kovalenko Счет получателя
30101 810 5 0000 0000635 МИР Социальная тел привязан (911) 175 84 65
т/ф (812) 694-78-10 [email protected]
[email protected]
тел (921) 962-67-78 (921) 944-67-10
Президента организации Сейсмоофнд СПб ГАСУ ветеран боевых действий , инвалид
Коваленко А И
Зам

7.

8.

9.

10.

11.

Фигуры Способ усиления основания пролетного строения мостового
сооружения с использованием надвижных трехгранных ферм-балок имени
В.В.Путина МПК E 01 D 21/06 ( аналоги №№ 2514312, 2390601, 2421565,
2385982, 245010, 80471)

12.

13.

14.

15.

16.

17.

18.

19.

20.

21.

22.

23.

24.

25.

26.

27.

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.

56.

57.

58.

59.

60.

61.

62.

63.

64.

65.

66.

67.

68.

69.

70.

71.

72.

73.

74.

75.

76.

77.

78.

79.

80.

81.

82.

83.

84.

85.

86.

87.

88.

89.

90.

91.

92.

93.

94.

95.

96.

97.

98.

99.

100.

101.

102.

103.

РАСЧЁТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ СТРОПИЛЬНОЙ ФЕРМЫ ИЗ ГНУТОСВАРНЫХ
ПРОФИЛЕЙ
Требуется рассчитать и сконструировать стропильную ферму покрытия со стержнями из гнутосварных профилей при заданных условиях. При расчёте фермы в примере 5
используются СП 16.13330.2011 «Стальные конструкции. Актуализированная редакция СНиП 11-23—81*», СП 20.13330.2011 «Нагрузки и воздействия. Актуализированная
редакция СНиП 2.01.07—85*».
1. Исходные данные
Район строительства, состав конструкции покрытия и кровли приняты по аналогии с примером 4.
Назначение проектируемого здания — механосборочный цех. Уровень ответственности здания - нормальный. Для примера 5 назначаем коэффициент надёжности по
ответственности уп = 1,0.
Условия эксплуатации здания: здание отапливаемое.
Здание однопролётное, одноэтажное. Габариты объекта (размеры даны по осям здания): длина 90,0 м; пролёт 18,0 м. Высота до низа стропильной конструкции 9,0 м; шаг
колонн 6,0 м.
Краткое описание покрытия: двускатное, бесфонарное, уклон кровли 2,5%. Фермы стальные с параллельными поясами высотой по наружным граням поясов 2,0 м, пролётом
18,0 м, располагаются с шагом Вф = 6,0 м. Устойчивость и геометрическая неизменяемость покрытия обеспечивается постановкой связей по поясам ферм и вертикальных связей
с развязкой их распорками в пролёте и по опорам стропильных конструкций (в соответствии с требованиями *29+). Опирание ферм осуществляется на стальные колонны, тип
узла сопряжения фермы с колоннами — шарнирный.
Кровля рулонная из наплавляемых материалов. В качестве основания под кровлю принята стяжка. Покрытие утеплённое, утеплитель - минераловатные плиты повышенной
жёсткости; толщина утеплителя определяется по теплотехническим строительным нормативам. Пароизоляция принята из наплавляемых материалов согласно нормативам.
Несущие ограждающие конструкции покрытия — стальные профилированные листы, монтируемые по прогонам. Конструкция кровли (состав кровельных слоев), а также
конструкция покрытия принимаются в соответствии с нормами проектирования.
Равномерно распределённая нагрузка от покрытия, в том числе от массы кровли (с учётом всех кровельных слоёв), стяжки, теплоизоляции, пароизоляции, а также от
собственного веса профнастила покрытия: нормативная q"p п = 10 гН/м2; расчётная <7крп = 12,4 гН/м2. Данная нагрузка рассчитана как сумма нагрузок от 1 м2 всех принятых в
проекте слоёв кровли и покрытия с учётом их конструктивных особенностей и в соответствии с укзаниями норм проектирования *31+.
Фермы не подвержены динамическим воздействиям и работают на статические нагрузки.
Согласно *29, табл. В.2+ принимаем материалы конструкций: верхний, нижний пояса и решётка из гнутосварных профилей по ТУ 36-2287-80 и ТУ 67-2287-80 - сталь С255; фасонки
- сталь С255 по ГОСТ 27772—88*; фланцы для стыка верхнего пояса — сталь С255 по ГОСТ 27772—88*; фланцы для стыка нижнего пояса — сталь С345-3 поГОСТ 27772-88*.

104.

Сварка полуавтоматическая в среде углекислого газа (ГОСТ 8050—85*) сварочной проволокой марки СВ-08Г2С (ГОСТ 2246—70*) диаметром 2 мм.
Антикоррозионное покрытие проектируемых стальных конструкций назначается в соответствии с указаниями норм проектирования по защите строительных конструкций от
коррозии.
2. Статический расчёт фермы
Заданный уклон кровли / = 2,5%. Требуемый уклон создаётся за счёт строительного подъёма фермы. При выполнении сбора нагрузок уклоном пренебрегаем ввиду его
незначительности.
Сбор нагрузок ведём в табличной форме (табл. 28).
Расчётные узловые силы на ферму (см. пример 4):
• от постоянной нагрузки Fg = qgd = 100,2 • 3 = 300,6 гН;
• от снеговой нагрузки Fs = psd = 108-3 = 324,0 гН.
Горизонтальную рамную нагрузку условно принимаем Fp = 500 гН. Обозначения стержней при расчёте стропильной фермы — см. на
рис. 64. Усилия в ферме определяем методом построения диаграммы Максвелла—Кремоны (рис. 65). Результаты расчёта заносим в табл. 33.
Рис. 64. Обозначение стержней и узлов фермы из ГСП (пример 5)

105.

106.

Посмотреть оригинал
< Пред
СОДЕРЖАНИЕ
ОРИГИНАЛ
След >
ПРИМЕРЫ РАСЧЁТА И КОНСТРУИРОВАНИЯ СТРОПИЛЬНЫХ ФЕРМ
Расчѐт ферм покрытия в соответствии со СНиП II-23-81* широко представлен в технической литературе. Примеры расчѐта конструкций
покрытия по СП 16.13330.2011 в технической литературе встречаются редко. Опыт применения актуализированных СНиП практически
небольшой, так как новые нормативы были приняты совсем...
(Проектирование и расчѐт стальных ферм покрытий промышленных зданий)
РАСЧЁТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ СТРОПИЛЬНОЙ ФЕРМЫ ИЗ ПАРНЫХ УГОЛКОВ
Требуется рассчитать и сконструировать стропильную ферму покрытия со стержнями из парных уголков при определѐнных заданных
условиях. При расчѐте фермы в этом примере используются СП 16.13330.2011 «Стальные конструкции. Актуализированная редакция
СНиП 11-23—81*», СП 20.13330.2011 «Нагрузки и воздействия....
(Проектирование и расчѐт стальных ферм покрытий промышленных зданий)
РАСЧЁТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ СТРОПИЛЬНОЙ ФЕРМЫ С ПОЯСАМИ ИЗ ТАВРОВ И РЕШЁТКОЙ ИЗ ПАРНЫХ УГОЛКОВ
Требуется рассчитать и сконструировать стропильную ферму покрытия с поясами из широкополочных тавров и решѐткой из парных
уголков при заданных условиях. При расчѐте фермы в примере 2 применяются СП 16.13330.2011 «Стальные конструкции.
Актуализированная редакция СНиП 11-23-81*», СП 20.13330.2011 «Нагрузки...
(Проектирование и расчѐт стальных ферм покрытий промышленных зданий)
РАСЧЁТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ СТРОПИЛЬНОЙ ФЕРМЫ С ВЕРХНИМ ПОЯСОМ ИЗ ШИРОКОПОЛОЧНОГО ДВУТАВРА
Требуется рассчитать и сконструировать стропильную ферму покрытия при заданных условиях. При расчѐте фермы в примере 3
используются СП 16.13330.2011 «Стальные конструкции. Актуализированная редакция СНиП 11-23-81*», СП 20.13330.2011 «Нагрузки и
воздействия. Актуализированная редакция СНиП 2.01.07—85*»....

107.

(Проектирование и расчѐт стальных ферм покрытий промышленных зданий)
РАСЧЁТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ СТРОПИЛЬНОЙ ФЕРМЫ ИЗ КРУГЛЫХ ТРУБ
Требуется рассчитать и сконструировать стропильную ферму покрытия со стержнями из круглых труб при заданных условиях. При
расчѐте фермы в примере 4 используются СП 16.13330.2011 «Стальные конструкции. Актуализированная редакция СНиП 11-23 — 81*»,
СП 20.13330.2011 «Нагрузки и воздействия. Актуализированная...
(Проектирование и расчѐт стальных ферм покрытий промышленных зданий)
РАСЧЁТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ СТРОПИЛЬНОЙ ФЕРМЫ С ПОЯСАМИ ИЗ ТАВРОВ И РЕШЁТКОЙ ИЗ ОДИНОЧНЫХ УГОЛКОВ
Требуется рассчитать и сконструировать стропильную ферму покрытия с поясами из широкополочных тавров и решѐткой из одиночных
уголков при заданных условиях. При расчѐте фермы в примере 6 используются СП 16.13330.2011 «Стальные конструкции.
Актуализированная редакция СНиП Н-23—81», СП 20.13330.2011 «Нагрузки...
(Проектирование и расчѐт стальных ферм покрытий промышленных зданий)
ФЕРМЫ ИЗ ЗАМКНУТЫХ ГНУТОСВАРНЫХ ПРОФИЛЕЙ (ГСП)
Общие положения Типовые фермы из замкнутых гнутосварных профилей проектируются с узлами без фасонок и опиранием покрытия
непосредственно на верхний пояс. Геометрические схемы решѐтки ферм из ГСП показаны на рис. 11. Углы примыкания раскосов к поясу
должны быть не менее 30°, в этом случае обеспечивается...
(Проектирование и расчѐт стальных ферм покрытий промышленных зданий)
РАСЧЁТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ СТРОПИЛЬНОЙ ПРУТКОВОЙ ФЕРМЫ
Требуется рассчитать и сконструировать стропильную прутковую ферму покрытия при заданных условиях. При расчѐте фермы в примере
7 используются СП 16.13330.2011 «Стальные конструкции. Актуализированная редакция СНиП 11-23—81», СП 20.13330.2011 «Нагрузки
и воздействия. Актуализированная редакция СНиП 2.01.07-85*»....
(Проектирование и расчѐт стальных ферм покрытий промышленных зданий)

108.

ПОКРЫТИЯ ЗДАНИЙ ПО СТРОПИЛЬНЫМ ФЕРМАМ
Покрытие здания состоит из кровли (ограждающих конструкций), несущих элементов (прогонов, стропильных ферм), на которые
опирается кровля, и связей по покрытию. Кроме того, для освещения помещений верхним светом и их естественной вентиляции в
системе покрытия многопролетных зданий устраивают фонари, опирающиеся...
(Инженерные конструкции. Металлические конструкции и конструкции из древесины и пластмасс)
© Studref - Студенческие реферативные статьи и
материалы (info,aт-studref.com) © 2017 - 2023
https://studref.com/542649/stroitelstvo/raschyot_konstruirovanie_stropilnoy_fermy_gnutosvarnyh_profiley

109.

Особенности расчетной схемы пространственной трехгранной фермы
Андрей Левич
Резервное размещение материалов: Ruindex.net | Алфавитный указатель рубрик
УДК 624.01/04
А. В. МАТВЕЕВ, асп.
Особенности расчетной схемы пространственной трехгранной фермы
с пентагональным сечением верхнего пояса
В статье рассматривается расчетная схема трехгранной фермы - образующего блока бесфасоночного
складчатого покрытия с пентагональным сечением верхнего пояса. В такой стержневой системе при
действии внешней нагрузки происходит изменение формы сечения поясов, что приводит к возникновению
податливости в узлах сопряжения поясов с раскосной решеткой и снижению пространственной жесткости
конструкции. Произведенная оценка податливости узловых соединений позволяет уточнить расчетную
схему. В результате этого получена деформированная схема трехгранной фермы, которая хорошо
согласуется с экспериментальными данными.
Трехгранная пространственная ферма является образующим блоком стального складчатого покрытия с
пентагональным сечением верхнего пояса. Особенностью данной конструктивной формы является
составное сечение верхнего пояса, которое образовано путем стыковки швеллера и уголка так, чтобы они
формировали пятигранный контур замкнутого сечения [1, 2]. К поясному уголку без фасонок примыкают
раскосы из одиночных уголков. Таким образом, в узлах конструкции к стержню замкнутого сечения
примыкают стержни открытого сечения.
Для проведения экспериментальных исследований данной конструктивной формы была изготовлена

110.

натурная модель трехгранной пространственной фермы, пролетом 12 м и высотой 1,5 м *3+, которая
образована из двух наклонных ферм с нисходящими опорными раскосами и треугольной раскосной
решеткой. Для обеспечения геометрической неизменяемости в процессе эксперимента смежные узлы
нижних поясов по горизонтали связаны затяжками из уголков. Расчетная схема такой конструкции
представляет пространственную стержневую систему с шарнирным примыканием раскосов к поясам
(рис. 1).
Рис. 1. Расчетная схема трехгранной фермы
При реализации расчетной схемы были учтены как технологические факторы (расцентровка узлов), так и
дефекты изготовления (погнутия элементов, не предусмотренные проектом эксцентриситеты в узлах). В
результате проведения расчетов было оценено напряженно-деформированное состояние конструкции.
Проведенные испытания конструкции на стенде при проектном положении (цель, задачи, методика
проведения и основные результаты эксперимента опубликованы в [3]) для упругой стадии работы материала
выявили достаточно хорошее совпадение напряжений в поясах с теоретическими значениями. Среднее
расхождение в каждом исследуемом сечении не превысило ±5%. В раскосах расхождение значительно
больше, что вызвано появлением изгибных нормальных напряжений, не учитываемых расчетной схемой,
которая предусматривает шарнирное примыкание раскосов к поясам. Причем возникают оба изгибающих
момента MX и MY, относительные эксцентриситеты которых для наиболее сжатого раскоса (раскосы 3-10,
7-13 на рис. 1) составляют mX = 0,9, mY = 1,7.
Характер вертикальных перемещений соответствует расчетной схеме пространственной фермы. Однако
измеренные перемещения при максимальной нагрузке значительно превышают полученные из расчета для
всех реализованных вариантов загружения. Наименьшее расхождение между максимальными
теоретическими и экспериментальными прогибами, составляющее 6%, происходит при внеузловой нагрузке
сосредоточенной силой, приложенной в центре каждой панели верхнего пояса. Наибольшее расхождение,
достигающее 25%, происходит при узловом загружении трехгранной фермы. При равномерно

111.

распределенной нагрузке это расхождение составляет 10 – 12,5%. Такое явление происходит из-за
сниженной пространственной жесткости конструкции.
Студенческие работы
Возможными причинами снижения пространственной жесткости могут стать:
1. податливость прерывистых сварных швов, соединяющих швеллер и уголок верхнего пояса;
2. продольная (по направлению раскосов) упругая податливость узлов сопряжения поясов и раскосов.
Для оценки податливости поясных сварных швов верхнего пояса в панели 3-5 (рис. 1) экспериментальной
модели были установлены индикаторы МИТ (цена деления 0,001 мм), которые фиксировали смещение
верхней части сечения относительно нижней в местах сварных швов и в местах их отсутствия. При
загружении конструкции нагрузкой, составляющей 75% от предельной, показания приборов не превышали
0,005 мм. При таких смещениях происходит снижение изгибной жесткости верхнего пояса трехгранной
фермы. Однако введение пониженной эквивалентной жесткости верхнего пояса не приводит к
значительному увеличению прогибов всей конструкции, а лишь вызывает увеличение местных прогибов в
пределах каждой панели.
Другой возможной причиной снижения пространственной жесткости трехгранной фермы является
податливость узловых сопряжений поясов с раскосной решеткой. Это явление связано с конструктивной
особенностью узлов: раскосы из одиночных уголков торцами примыкают к поясному уголку, вызывая в них
местный изгиб полок от усилий, возникающий в раскосах.
Происходит изменение пространственной формы сечения верхнего пояса (рис. 2).
Таким образом, расчетная схема трехгранной пространственной фермы будет представлять стержневую
систему с продольной (по направлению раскоса) податливостью в узлах, примыкающих к поясам раскосов
(рис. 3).

112.

Для оценки влияния податливости узлов на пространственную жесткость конструкции решен комплекс
задач изгиба полки поясного уголка, загруженного локальной нагрузкой от усилия, возникающего в раскосе.
Полка равнополочного уголка 80х10 рассматривалась в виде полосы, находящейся в состоянии равновесия
под действием нагрузки. Полоса, длина которой принята в 10 раз больше ширины, разбивалась сеткой
конечных элементов оболочки, каждый из которых имеет 6 степеней свободы в узлах. После проведенных
расчетов проанализирована деформированная схема полосы. Нагрузка от примыкающих раскосов вызывает
в полосе локальные деформации полки уголка, которые быстро угасают.
Рис. 2. Изменение
пространственной
формы сечения
Рис. 3. Податливое
примыкание раскосов
к верхнему поясу
На рис. 4 представлены изолинии перемещений полосы поясного уголка для узла 5 (см. рис. 1) при общей
нагрузке на трехгранную ферму 8,4 тонн. Цифрами обозначены значения перемещений в мм. Значительные
перемещения происходят лишь на одной четверти пластины в области примыкания раскосной решетки (в
области действия нагрузки). На расстоянии 0,3 длины пластины от ее центра, они снижаются в три раза. К
концу пластины перемещения практически равны 0.
Рис. 4. Изолинии перемещений полки поясного уголка
При проведении эксперимента производилось наблюдение за изгибом полки поясных уголков в области
примыкающих раскосов. Были установлены индикаторы МИТ, регистрирующие максимальные прогибы
полок уголков. Полученные значения прогибов достаточно близки к расчетным данным. Так в
контролируемой точке узла 16 (см. рис. 1) экспериментальные перемещения составили 8 × 10-2 мм, а
расчетные - 11 × 10-2.
https://pandia.ru/text/77/470/952.php

113.

https://cyberleninka.ru/article/n/raschet-konstruktsii-uzla-besfasonochnoy-fermy-s-pentagonalnym-secheniempoyasov/viewer
7.3 Особенности расчета пространственных ферм
Плоская ферма не устойчива, поэтому в металлоконструкциях не применяется, а
используются исключительно пространственные фермы.
Простейшая пространственная ферма представляет собой элементарный тетраэдр,
составленный из 6 стержней, и имеет 4 узла.
Рисунок 18 – Тетраэдр
Этот элементарный тетраэдр может быть развит в ферму любых размеров путем
последовательного присоединения новых узлов с помощью 3-х стержней (рис 19).
Рисунок 19 – Простейшая пространственная ферма
Образованные таким образом фермы получили название простейшие. Фермы,
полученные любым другим способом, называют сложные.
https://studfile.net/preview/7078663/page:5/
Особенности расчетной схемы пространственной трехгранной фермы
Андрей Левич

114.

Резервное размещение материалов: Ruindex.net | Алфавитный указатель рубрик
УДК 624.01/04
А. В. МАТВЕЕВ, асп.
Особенности расчетной схемы пространственной трехгранной фермы
с пентагональным сечением верхнего пояса
В статье рассматривается расчетная схема трехгранной фермы - образующего блока бесфасоночного
складчатого покрытия с пентагональным сечением верхнего пояса. В такой стержневой системе при
действии внешней нагрузки происходит изменение формы сечения поясов, что приводит к возникновению
податливости в узлах сопряжения поясов с раскосной решеткой и снижению пространственной жесткости
конструкции. Произведенная оценка податливости узловых соединений позволяет уточнить расчетную
схему. В результате этого получена деформированная схема трехгранной фермы, которая хорошо
согласуется с экспериментальными данными.
Трехгранная пространственная ферма является образующим блоком стального складчатого покрытия с
пентагональным сечением верхнего пояса. Особенностью данной конструктивной формы является
составное сечение верхнего пояса, которое образовано путем стыковки швеллера и уголка так, чтобы они
формировали пятигранный контур замкнутого сечения *1, 2+. К поясному уголку без фасонок примыкают
раскосы из одиночных уголков. Таким образом, в узлах конструкции к стержню замкнутого сечения
примыкают стержни открытого сечения.

115.

Для проведения экспериментальных исследований данной конструктивной формы была изготовлена
натурная модель трехгранной пространственной фермы, пролетом 12 м и высотой 1,5 м *3+, которая
образована из двух наклонных ферм с нисходящими опорными раскосами и треугольной раскосной
решеткой. Для обеспечения геометрической неизменяемости в процессе эксперимента смежные узлы
нижних поясов по горизонтали связаны затяжками из уголков. Расчетная схема такой конструкции
представляет пространственную стержневую систему с шарнирным примыканием раскосов к поясам
(рис. 1).
Рис. 1. Расчетная схема трехгранной фермы
При реализации расчетной схемы были учтены как технологические факторы (расцентровка узлов), так и
дефекты изготовления (погнутия элементов, не предусмотренные проектом эксцентриситеты в узлах). В
результате проведения расчетов было оценено напряженно-деформированное состояние конструкции.
Проведенные испытания конструкции на стенде при проектном положении (цель, задачи, методика
проведения и основные результаты эксперимента опубликованы в *3+) для упругой стадии работы
материала выявили достаточно хорошее совпадение напряжений в поясах с теоретическими значениями.
Среднее расхождение в каждом исследуемом сечении не превысило ±5%. В раскосах расхождение

116.

значительно больше, что вызвано появлением изгибных нормальных напряжений, не учитываемых
расчетной схемой, которая предусматривает шарнирное примыкание раскосов к поясам. Причем возникают
оба изгибающих момента MX и MY, относительные эксцентриситеты которых для наиболее сжатого раскоса
(раскосы 3-10, 7-13 на рис. 1) составляют mX = 0,9, mY = 1,7.
Характер вертикальных перемещений соответствует расчетной схеме пространственной фермы. Однако
измеренные перемещения при максимальной нагрузке значительно превышают полученные из расчета для
всех реализованных вариантов загружения. Наименьшее расхождение между максимальными
теоретическими и экспериментальными прогибами, составляющее 6%, происходит при внеузловой
нагрузке сосредоточенной силой, приложенной в центре каждой панели верхнего пояса. Наибольшее
расхождение, достигающее 25%, происходит при узловом загружении трехгранной фермы. При равномерно
распределенной нагрузке это расхождение составляет 10 – 12,5%. Такое явление происходит из-за
сниженной пространственной жесткости конструкции.
Студенческие работы
Возможными причинами снижения пространственной жесткости могут стать:
1. податливость прерывистых сварных швов, соединяющих швеллер и уголок верхнего пояса;
2. продольная (по направлению раскосов) упругая податливость узлов сопряжения поясов и раскосов.
Для оценки податливости поясных сварных швов верхнего пояса в панели 3-5 (рис. 1) экспериментальной
модели были установлены индикаторы МИТ (цена деления 0,001 мм), которые фиксировали смещение
верхней части сечения относительно нижней в местах сварных швов и в местах их отсутствия. При
загружении конструкции нагрузкой, составляющей 75% от предельной, показания приборов не превышали

117.

0,005 мм. При таких смещениях происходит снижение изгибной жесткости верхнего пояса трехгранной
фермы. Однако введение пониженной эквивалентной жесткости верхнего пояса не приводит к
значительному увеличению прогибов всей конструкции, а лишь вызывает увеличение местных прогибов в
пределах каждой панели.
Другой возможной причиной снижения пространственной жесткости трехгранной фермы является
податливость узловых сопряжений поясов с раскосной решеткой. Это явление связано с конструктивной
особенностью узлов: раскосы из одиночных уголков торцами примыкают к поясному уголку, вызывая в них
местный изгиб полок от усилий, возникающий в раскосах.
Происходит изменение пространственной формы сечения верхнего пояса (рис. 2).
Таким образом, расчетная схема трехгранной пространственной фермы будет представлять стержневую
систему с продольной (по направлению раскоса) податливостью в узлах, примыкающих к поясам раскосов
(рис. 3).
Для оценки влияния податливости узлов на пространственную жесткость конструкции решен комплекс
задач изгиба полки поясного уголка, загруженного локальной нагрузкой от усилия, возникающего в раскосе.
Полка равнополочного уголка 80х10 рассматривалась в виде полосы, находящейся в состоянии равновесия
под действием нагрузки. Полоса, длина которой принята в 10 раз больше ширины, разбивалась сеткой
конечных элементов оболочки, каждый из которых имеет 6 степеней свободы в узлах. После проведенных
расчетов проанализирована деформированная схема полосы. Нагрузка от примыкающих раскосов
вызывает в полосе локальные деформации полки уголка, которые быстро угасают.

118.

Рис. 2. Изменение
пространственной
формы сечения
Рис. 3. Податливое
примыкание раскосов
к верхнему поясу
На рис. 4 представлены изолинии перемещений полосы поясного уголка для узла 5 (см. рис. 1) при общей
нагрузке на трехгранную ферму 8,4 тонн. Цифрами обозначены значения перемещений в мм. Значительные
перемещения происходят лишь на одной четверти пластины в области примыкания раскосной решетки (в
области действия нагрузки). На расстоянии 0,3 длины пластины от ее центра, они снижаются в три раза. К
концу пластины перемещения практически равны 0.
Рис. 4. Изолинии перемещений полки поясного уголка
При проведении эксперимента производилось наблюдение за изгибом полки поясных уголков в области
примыкающих раскосов. Были установлены индикаторы МИТ, регистрирующие максимальные прогибы
полок уголков. Полученные значения прогибов достаточно близки к расчетным данным. Так в

119.

контролируемой точке узла 16 (см. рис. 1) экспериментальные перемещения составили 8 × 10-2 мм, а
расчетные - 11 × 10-2.
Канал спокойной музыки
В результате проведенных расчетов была количественно оценена податливость узлов. В табл. 1 приведены
расчетные значения абсолютной деформации раскосов при общем значении равномерно распределенной
нагрузке на трехгранную ферму 8,4 т и перемещения концов раскосов вызванные изгибом полки поясных
уголков в области примыкания раскосной решетки. Из табл. 1 видно, что перемещения от изгиба полки
поясного уголка соизмеримы с абсолютными деформациями раскосов от продольных сил и достигают от 22
до 89 % их значения.
Таблица 1
Перемещения концов раскосов от изгиба полки поясного уголка и абсолютные деформации раскосов
Тип
А,
№
раскоса сечения см2
DL, Перемещения от
изгиба полки уголка,
кН мм мм
N,
нижний верхний
пояс
1-10
3-10
сумма
пояс
Уг. 50 х
4,8
5
Уг. 80 х
15,1
10
29,2 0,75 0,05
0,012
0,17
0,24 0,04
29,3
0,012
0,16

120.

3-11
5-11
Уг. 50 х
4,8
5
Уг. 75 х
11,5
8
8,45 0,22 0,032
0,018
0,05
-8,4 0,09 0,036
0,044
0,08
Учет продольной (по направлению раскосов) податливости узлов в расчетной схеме пространственной
трехгранной фермы приводит к снижению общей жесткости раскосной решетки в 1,5 раз. При этом
возрастают вертикальные расчетные перемещения конструкции. В табл. 2 дается сравнение
экспериментальных вертикальных перемещений узлов верхнего пояса и расчетных перемещений при
действии равномерно распределенной нагрузки.
Таблица 2
Сравнение экспериментальных и расчетных перемещений верхнего пояса трехгранной фермы
Адрес
Узел 2
данных
S, мм
Эксперим.
данные
Расчет без
учета
Узел
Узел 4
3
Узел
5
отличие от
отличие от
отличие от
отличие от
S,
S,
S,
эксперимента
эксперимента
эксперимента,
эксперимента,
мм
мм
мм
%
%
%
%
8,3
-
5,1
-
8,2
-
7,1
7
16
3,5
30
6,1
27 5
30

121.

податливости
Расчет с
учетом
7,7
податливости
7
4,5
11
7,1
13 6,1
15
Анализ расчетных и экспериментальных данных при других схемах загружения привел к аналогичным
выводам. Расхождение между максимальными теоретическими и экспериментальными прогибами при
внеузловой на грузке сосредоточенной силой, приложенной в центре каждой панели верхнего пояса,
составляет 2,4%. Расхождение при узловом загружении трехгранной фермы сосредоточенной нагрузкой
составляет 9%. При дополнительной схеме загружения равномерно распределенной нагрузкой половины
фермы это расхождение 4,2%.
При сравнении экспериментальных и теоретических перемещений как при учете податливости узлов, так и
без учета податливости можно видеть, что чем дальше находятся точки приложения внешних сил от узлов,
тем больше разница в сравниваемых перемещениях. Максимальная разница наблюдается при узловом
загружении. Это вполне закономерно. При узловом загружении наиболее нагружен узел и деформации в
нем, а, следовательно, и его податливость будут максимальными в отличие от внеузлового загружения.
Студенческие работы
В отличие от вертикальных перемещений снижение пространственной жесткости конструкции практически
не влияет на внутренние усилия в поясах и раскосах. Произведенные расчеты трехгранной фермы при
варьировании податливостью узлов показывают, что перемещения узлов конструкции линейно зависят от
податливости и при её увеличении в два раза происходит возрастание перемещений на 90% по сравнению с

122.

жесткими узлами. А внутренний изгибающий момент и продольная сила изменяется не более чем на 4,8%.
Это и подтверждается экспериментально.
Основные выводы
Учет податливости узлов в расчетной схеме привел к возрастанию теоретических вертикальных
перемещений и их отличие от экспериментальных данных при основной схеме загружения (равномерно –
распределенная нагрузка) составляет от 7 до 15 %. Представляется возможным дальнейшее уточнение
расчетной схемы путем анализа напряженно-деформированного состояния пространственных узлов и
оценки изменения их формы в процессе деформирования.
Податливость узлов в меньшей степени влияет на внутренние усилия элементов.
Произведенные расчеты и эксперимент позволил уточнить расчетную схему трехгранной фермы с
пентагональным замкнутым сечением верхнего пояса и приблизить теоретические значения перемещений
к экспериментальным.
Список литературы
1. Свидетельство на полезную модель № 000МПК6 Е04 С3/04. Складчатое покрытие из наклонных ферм /
(Россия) №, Заявлено 12.02.98; 16.12.98, Бюл. №12.
2. М, Матвеев складчатое покрытие. Информационный листок №44-98. Томский МТЦНТИ, 1998 г. – 4 с.
3. , , Косинцев покрытие из прокатных профилей. //Труды НГАСУ, т. 2, №2(4). Новосибирск 1999 С. 43-49.
Материал поступил в редакцию 28.02.2000

123.

A. V. MATVEEV
Features of the designed circuit of a space trihedral farm with pentahedrals by section of a upper belt
The designed scheme of a trihedral girder - forming block of an easy steel coating with pentahedrals section of an
upper belt is considered. In such rod system under external load there is a change of the form of section of belts,
that results in the origin of a pliability in sites of interface of belts with a lattice and lowering reducing a space
rigidity of a construction. The estimation of a pliability of nodal connections allows to specify the designed scheme.
As a result of it the deformed schem of a trihedral girder is obtained which well is coordinated to experimental
data.
Структурные плиты конструкции цнииск
Выполнены в виде пространственных конструкций из стержней в виде блоков размерами 18*12 и
12*24 м. Сборка их осуществляется тем или иным методом непосредственно на строительной
площадке из отправочных заводских марок. Верхние пояса, по продольным осям выполняются
из прокатного профиля, а верхние поперечные, нижние пояса и раскосы – из прокатной
уголковой стали.

124.

Рисунок 5.1 Конструктивная схема структурной плиты ЦНИИСК: 1 –колонна; 2- нижний пояс
плиты; 3- верхний пояс плиты; 4- вертикальные связи; 5- «настил» плиты из трехслойных панелей
типа «сэндвич», 6 – «косынки» для крепления элементов решетки, 7 – электросварка косынок.
Соединение стержней в узлах – на болтах или, как вариант, с помощью электросварки. Верхние и
нижние пояса блоков стыкуются с помощью фланцев, а нижние поперечные – с помощью
накладок. Конструкция структуры беспрогонная и предусматривает установку «настила»
непосредственно по верхнему поясу конструкции. Высота структурной плиты h= 2,2 м. По
верхнему поясу плиты крепится профилированный настил H 79*66 *1,0 с самонарезающими
болтами М 6*20 с шагом, равным 300 мм. Листы между собой соединяются на заклепках с шагом
300 мм.

125.

5.1.2 Структурная плита «Кисловодск»
Представляют собой структурную плиту из трубчатых профилей с ортогональной сеткой поясов
(пирамида на квадратной основе) размерами 3*3 высотой 1.8-2.4 м. Стержни выполнены из
цельнотянутых труб диаметром ≥ 100мм с приваренными по торцам шайбами. В отверстии шайб
закреплены стержни высокопрочных болтов, на противоположных концах которых установлены
муфты из «шестигранника». Последние обеспечивают соединение стержней в пространственную
конструкцию. Опирание структурной плиты на колонны – шарнирное, через опорные пирамиды
– капители. Сборка плиты в пространственный блок размером 30*30 и 36*36 с сеткой колонн
соответствен-

126.

Рисунок 5.2 Конструктивная схема структурной плиты «Кисловодск»: 1- колонна; 2- капитель
(опорная секция плиты); 3- структурная плита; 3а – горизонтальные связи ячейки плиты; 3б –
вертикальные связи между поясами плиты; 4- узел соединительной решетки плиты в виде
многогранника; 5- прогон; 6- «настил».

127.

Рисунок 5.3 Структурная плита типа Кисловодск (схема узла В): 1- многогранник; 2- сверление с
резьбой; 3- болт; 4- шайба с резьбой под болт; 5- стержень трубчатого профиля d≤100мм.
но 18*18 и 24*24 выполняется из отправочных элементов: стержни и узлы «решетки» в виде
многогранника.
Плита типа «Кисловодск» требует установки прогонов по трубчатым элементам верхнего пояса
для настила кровельных панелей.
Конструктивная схема структуры и узлов решетки, приведенная на рис. 5.2, 5.3, предназначена,
главным образом, для возведения зданий павильонного типа гражданского и производственного

128.

назначения с «разреженным» шагом колонн. Варианты сопряжения нескольких зданий между
собой (см. рис. 5.4) позволяет формировать многопролетное здание требуемой площади.
<<< Предыдущая
https://studfile.net/preview/2179938/page:19/
Особенности расчетной схемы пространственной комбинированных структурной
стальной трехгранной фермы SCAD с применением замкнутых гнутосварных
профилей прямоугольного сечения на болтовых соединениях с большими
перемещениями на предельное равновесие и приспособляемость
Features of the design scheme of the spatial combined structural steel triangular truss SCAD with the use of closed bent-welded rectangular cross-section profiles on bolted joints with
large displacements for extreme equilibrium and adaptability
SAP2000-Modeling, Analysis and Design of Space Truss(Triangular Arch
Truss) 01/02
https://www.youtube.com/watch?v=g76K3hvhAQg
РАСЧЁТ И КОНСТРУИРОВАНИЕ СТРОПИЛЬНОЙ ФЕРМЫ ИЗ ГНУТОСВАРНЫХ
ПРОФИЛЕЙ
Требуется рассчитать и сконструировать стропильную ферму покрытия со стержнями из гнутосварных профилей при заданных условиях. При расчёте фермы в примере 5

129.

используются СП 16.13330.2011 «Стальные конструкции. Актуализированная редакция СНиП 11-23—81*», СП 20.13330.2011 «Нагрузки и воздействия. Актуализированная
редакция СНиП 2.01.07—85*».
1. Исходные данные
Район строительства, состав конструкции покрытия и кровли приняты по аналогии с примером 4.
Назначение проектируемого здания — механосборочный цех. Уровень ответственности здания - нормальный. Для примера 5 назначаем коэффициент надёжности по
ответственности уп = 1,0.
Условия эксплуатации здания: здание отапливаемое.
Здание однопролётное, одноэтажное. Габариты объекта (размеры даны по осям здания): длина 90,0 м; пролёт 18,0 м. Высота до низа стропильной конструкции 9,0 м; шаг
колонн 6,0 м.
Краткое описание покрытия: двускатное, бесфонарное, уклон кровли 2,5%. Фермы стальные с параллельными поясами высотой по наружным граням поясов 2,0 м, пролётом
18,0 м, располагаются с шагом Вф = 6,0 м. Устойчивость и геометрическая неизменяемость покрытия обеспечивается постановкой связей по поясам ферм и вертикальных связей
с развязкой их распорками в пролёте и по опорам стропильных конструкций (в соответствии с требованиями *29+). Опирание ферм осуществляется на стальные колонны, тип
узла сопряжения фермы с колоннами — шарнирный.
Кровля рулонная из наплавляемых материалов. В качестве основания под кровлю принята стяжка. Покрытие утеплённое, утеплитель - минераловатные плиты повышенной
жёсткости; толщина утеплителя определяется по теплотехническим строительным нормативам. Пароизоляция принята из наплавляемых материалов согласно нормативам.
Несущие ограждающие конструкции покрытия — стальные профилированные листы, монтируемые по прогонам. Конструкция кровли (состав кровельных слоев), а также
конструкция покрытия принимаются в соответствии с нормами проектирования.
Равномерно распределённая нагрузка от покрытия, в том числе от массы кровли (с учётом всех кровельных слоёв), стяжки, теплоизоляции, пароизоляции, а также от
собственного веса профнастила покрытия: нормативная q"p п = 10 гН/м2; расчётная <7крп = 12,4 гН/м2. Данная нагрузка рассчитана как сумма нагрузок от 1 м2 всех принятых в
проекте слоёв кровли и покрытия с учётом их конструктивных особенностей и в соответствии с укзаниями норм проектирования *31+.
Фермы не подвержены динамическим воздействиям и работают на статические нагрузки.
Согласно *29, табл. В.2+ принимаем материалы конструкций: верхний, нижний пояса и решётка из гнутосварных профилей по ТУ 36-2287-80 и ТУ 67-2287-80 - сталь С255; фасонки
- сталь С255 по ГОСТ 27772—88*; фланцы для стыка верхнего пояса — сталь С255 по ГОСТ 27772—88*; фланцы для стыка нижнего пояса — сталь С345-3 поГОСТ 27772-88*.
Сварка полуавтоматическая в среде углекислого газа (ГОСТ 8050—85*) сварочной проволокой марки СВ-08Г2С (ГОСТ 2246—70*) диаметром 2 мм.
Антикоррозионное покрытие проектируемых стальных конструкций назначается в соответствии с указаниями норм проектирования по защите строительных конструкций от
коррозии.

130.

2. Статический расчёт фермы
Заданный уклон кровли / = 2,5%. Требуемый уклон создаётся за счёт строительного подъёма фермы. При выполнении сбора нагрузок уклоном пренебрегаем ввиду его
незначительности.
Сбор нагрузок ведём в табличной форме (табл. 28).
Расчётные узловые силы на ферму (см. пример 4):
• от постоянной нагрузки Fg = qgd = 100,2 • 3 = 300,6 гН;
• от снеговой нагрузки Fs = psd = 108-3 = 324,0 гН.
Горизонтальную рамную нагрузку условно принимаем Fp = 500 гН. Обозначения стержней при расчёте стропильной фермы — см. на
рис. 64. Усилия в ферме определяем методом построения диаграммы Максвелла—Кремоны (рис. 65). Результаты расчёта заносим в табл. 33.
Рис. 64. Обозначение стержней и узлов фермы из ГСП (пример 5)

131.

132.

133.

134.

135.

136.

137.

138.

139.

140.

141.

142.

143.

144.

145.

146.

147.

148.

Заявка на изобретении: «Способ усиления основания пролетного
строения мостового сооружения с использованием подвижных
треугольных балочных ферм для сейсмоопасных районов имени
В.В.Путина» MПК E01 D 21/06
https://t.me/resistance_test

149.

Формула Способ усиления основания пролетного строения мостового
сооружения с использованием подвижных треугольных балочных ферм для
сейсмоопасных районов имени В.В.Путина» MПК E01 D 21/06 1.
Устройство отличается тем, что способ усиления основания пролетного
строения мостового сооружения с использованием подвижных треугольных
балочных ферм для бетонирования и укрепления опор мостового
сооружения, конструкций основания , таких как надземные автомобильные,
железнодорожные мосты усиление , укрепление основания мост, и
мостовые конструкции, выполняются двух ярусными надвижными
сдвоенными , двух ярусными перевернутой буквой М из решетчато –
пространственных узлов покрытия (перкрытия из перекрестных ферм типа
«Новокисловодск» ( патент RU № 153753 автор : Марутян Александр
Суренович, U.S № 3.371.835, RU 49859 «Покрытие из трехгранных ферм»,
RU 2627794 «Покрытие из трехгранных ферм» автор: Мелехин Евгений
Анатольевич ) изготовленных из гнутых профилей для пролета моста 9 и
18 метров из двух ярусных трехгранных комбинированных структур RU
8471 «Комбинированные пространственное структурное покртыие « г Брест ,
( Бретский государственный технический университет» ) выполненных по
типовой документации , серия 1.460.3-14 , для пролетов железнодорожного
моста 18, 24 и 30 метров ( чертежи КМ , ГПИ «Ленпроектстальконсрукция» )

150.

2. Устройство для продольной надвижки пролетных строений мостов, включающее
накаточный путь с боковыми упорами, толкающее устройство и накаточное
устройство, состоящее из роликовых кареток с опорными листами, резиновых
прокладок и переходной балки, взаимодействующей с нижним поясом надвигаемого
пролетного строения, отличающееся тем, что переходная балка вдоль оси моста
снабжена симметрично расположенными опорными консолями, к которым с
помощью пружинных подвесок прикреплены силовые домкраты, а в поперечном от
оси моста направлении переходная балка имеет с двух сторон упоры с встроенными в
них регулирующими приспособлениями, которые взаимодействуют с опорными
листами роликовых кареток фермы-балки из решетчато пространственных узлов
покрытия (перекрытия) из перекрестных ферм типа «Новокисловодск» на болтовых
соединениях с обожженной медной или тросовой с двумя обмотками
демпфирования болтового фрикционно-подвижного соединения по изобретениям
проф дтн А.М.Уздина №№ 1143895, 1168755, 1174616, инж А.И.Коваленко №№
2010136746 154506, 165076, 1760020, 1038457, 1011847, 998300. 1395500,
1728414. (812)694-78-10, (921) 962-67-78, (911) 175-84-65 [email protected]
[email protected] https://t.me/resistance_test КАРТА MIR SBER 2202 2006 4085
5233 Elena Kovalenko Телефон привязвн (921) 962-67-78 моб (996) 785-26-76
https://t.me/resistance_test т/ф (812) 694-78-10, (921) 962-67-78, (911) 175-84-65, [email protected]
[email protected]
[email protected]
[email protected] (996) 785-25-54 (981) 276-49-92, (921) 944-67-10

151.

152.

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

153.

154.

155.

156.

157.

158.

159.

160.

161.

162.

163.

164.

Реферат
Способ усиления пролетного строения
мостового сооружения с использованием комбинированных
пространственных трехгранных структур для сейсмоопасных
районов
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

165.

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,

166.

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 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

167.

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

168.

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
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 сборно-разборного
железнодорожного моста
https://ppt-online.org/1446618 https://dzen.ru/a/ZX7AY8TkcRaNPvtN

169.

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

170.

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 упругопластических сверхлегких и
сверхпрочных конструкций стальных ферм-балок,
сконструированном со встроенным бетонным настилом, с
пластическим шарниром и расчет в 3D-модели, 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

171.

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 комбинированнох
пространственных структур пролетного строения мостового
сооружения с использованием комбинированных

172.

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.

173.

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-razrabotkamodulya-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

174.

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

175.

г.Кисловодск №№ 153753, 2228415, 2228415, 2136822, Способ
надстройки зданий №№ 2116417, 2336399, 2484219
https://dzen.ru/a/ZPwU9rZlbXapNcHI
https://t.me/resistance_test/516
4. 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_Gonc
harov_Malygin2705.pdf_1aa1bc6691.pdf
Мелёхин Е.А. Модульные трёхгранные фермы плоских
покрытий. Вестник Томского государственного архитектурно-

176.

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
Мелёхин 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 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

177.

https://edrid.ru/authors/201.dffe3.html
http://nso-journal03.mgsu.ru/ru/component/sjarchive/issue/article.display/2023/4/556571
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-vsedlya-pobedy-predlozhenie-dlya-minstroya-zhkh-mintransuminoborony.htm

178.

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-vsedlya-pobedy-predlozhenie-dlya-minstroya-zhkh-mintransuminoborony.htm
Специальный военный вестник "Армия Защитников Отечества" №15
https://ppt-online.org/1323327
Расчет упругоппластического структурного сбороно разбороного
моста на основе трехгранной блок-фермы

179.

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

180.

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
Задача полезной модели - снизить материалоемкость покрытия,
повысить его жесткость и расширить область применения. Это

181.

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

182.

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 .

183.

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 SCADstaticheski neopredelimix ferm-balok 568 str

184.

https://vk.com/wall789869204_122
Специальный военный вестник "Армия Защитников Отечества" №15
https://ppt-online.org/1323327
https://te9219626778gmailcom.diary.ru/p221651243_v-sankt-peterburgenikakoj-tehnicheskoj-politiki-nikakoj-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

185.

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
автомобильного и железнодорожного моста c использованием систем
демпфирования за счет пластического шарнира Диагональные раскосы
фермы-балки , крепятся на болтовыми соединениями с пружинистой

186.

тросовой гильзой, залитой расплавленным свинцом или битумом и
устанавливается в овальные отверстия -сдвиговые . Стальная фермабалка сконструирована со встроенным бетонным настилом При
испытаниях
была
использована
3D -конечных
элементов
https://rodinailismertlistru.diary.ru/p221562547_vse-dlya-frontavse-dlya-pobedy-predlozhenie-dlya-minstroya-zhkh-mintransuminoborony.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 .

187.

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

188.

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.

189.

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
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.

190.

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

191.

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

192.

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.

193.

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

194.

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 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).

195.

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

196.

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

197.

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

198.

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.

199.

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

200.

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

201.

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

202.

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 Тобразных 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 блоком внутри коробчатого

203.

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

204.

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

205.

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

206.

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 Тобразных 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)

207.

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 Тобразных 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

208.

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 Тобразных балок 7 в нижней их части устанавливают канаты 4 в несколько
рядов.

209.

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

210.

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.

211.

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

212.

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.

213.

214.

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/post49999922
7/
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,

215.

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 архитектурностроительного университета. 2021;23(2):6578. https://doi.org/10.31675/1607-1859-2021-23-2-65-78

216.

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-journal03.mgsu.ru/ru/component/sjarchive/issue/article.display/2023/4/556-571

217.

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-dlyapobedy-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/wyRxG-zE8rRmBA
https://rodinailismertlistru.diary.ru/p221562547_vse-dlya-fronta-vse-dlyapobedy-predlozhenie-dlya-minstroya-zhkh-mintransu-minoborony.htm

218.

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

219.

https://ppt-online.org/1305281
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

220.

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

221.

1
2
Haoyuan Gao
,
Kun Zhang
,
Xinyu Wu

222.

3
,
4,*
Hongjiang Liu
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

223.

*
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.

224.

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 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

225.

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]).
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.

226.

Table 1. Characteristics of different types of ground motions.
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

227.

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

228.

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.
Figure 5. Composition and model of bearing.
4. Bridge Response

229.

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.
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 outof-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

230.

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.
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.

231.

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

232.

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
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.
Figure 8. Physical object.

233.

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):

English Русский Правила