Загрузил Xasan Majiev

Izobretenie Armeyasky sborno-razborniy nadvizhnoy bistrovozvodimiy zheleznodorozhniy most 418

Реклама
Руководитель и основатель Квакетека расположенного в Монреале, Канаде Джоаквим Фразао https://www.quaketek.com/products-services/
внедривший ФФПС в Канаде и США
Внедрившие в США ФФПС DAMPERS CAPACITIES AND DIMENSIONS Рeter Spoer, CEO Dr, Imad Mualla
1
Dr. Damon Fick is an Assistant Professor
ФОНДА ПОДДЕРЖКИ И РАЗВИТИЯ СЕЙСМОСТОЙКОГО СТРОИТЕЛЬСТВА "ЗАЩИТА И БЕЗОПАСНОСТЬ ГОРОДОВ" СЕЙСМОФОНД 89219626778@mail.ru fakh8126947810@gmail.com (911) 175-84-65
2
Второй ответ на письмо инженерных войск от 10 октября 2022 № 567/Н/5499 на УГ -88073 от 29
сентября 2022 от ветерана боевых действий в Чеченской Республике 19940-1995 г , инвалида первой группы
Президента организации "Сейсмофонд" при СПб ГАСУ Мажиевым Хасан Нажоевичем по вопросу
представленных предложений по описанию конструкции, тактико-технических характеристик, схемы
и анализ ранее проведенных, в том числе за рубежом, разработок. До настоящего времени указанные
материалы в УНИВ ВС не поступали. Отсутствие данной информации не позволяет сделать вывод о
целесообразности реализации Вашего предложения. Поэтому организация "Сейсмофонд" при СПб
ГАСУ и представлет опвт Университент Монтана США , Китайское народной Республики,
Великобритании блока НАТО, по этому вопросу для разработки рабочих чертежей с учетом опыта
Университета Монтано США и Китая для отечественных быстровозводимого, быстро собираемого
железнодорожного моста из стальных конструкций, с применением замкнутых гнутосварных профилей
прямоугольного сечения для системы несущих элементов и элементов проезжей части армейского сборноразборного пролетного надвижного строения железнодорожного моста, с быстросъемными упругопластичными
компенсаторам, гасителем вибрационных напряжений от динамических нагрузок с учетом опыта наших
американских инженеров из штата Монтана ( река Суон, США) из блока НАТО, США, Канады, Великобритании
Испытательного центра СПб ГАСУ, аккредитован
Федеральной службой по аккредитации (аттестат №
3
RA.RU.21СТ39, выдан 27.05.2015),
ОО "Сейсмофонд" ОГРН: 1022000000824 seismofond@list.ru т/ф (812) 694-
78-10, (921) 962-67-78 190005, СПб, 2-я Красноармейская ул д 4
ФГБОУ СПб ГАСУ № RA.RU.21СТ39 от 27.05.2015, 190005, СПб, 2-я Красноармейская ул. д 4, ФГБОУ ВПО ПГУПС №
SP01.01.406.045 от 27.05.2014, 190031, Организация «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ ИНН: 2014000780 9967982654@mail.ru
produktsiisertifikatsiya@yahoo.com (911) 175-84-65, ( 996) 798-26-54, (951) 644-16-48 Всего 518 стр
УТВЕРЖДАЮ: Президент ОО «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ ОГРН: 1022000000824 Мжиев Х.Н. 13.10. 2022
Всего : 577 стр
Специальные технические условия надвижки пролетного строения из стержневых пространственных структур с
использованием рамных сбороно-разборных конструкций с использованием замкнутых гнутосварных профилей прямоуголного
сечения, типа "Молодечно" (серия 1.460.3-14 ГПИ "Ленпроектстальконструция"), МАРХИ ПСПК", "Кисловодск" ( RU 80471
"Комбинированная пространсвенная структура" ) на фрикционно -подвижных соедеиний для обеспечения сейсмостойкого
строительства железнодорожных мостов в Киевской Руси https://ppt-online.org/1148335 https://disk.yandex.ru/i/z59-uU2jA_VCxA
Техническое задание на разработку быстровозводимого, быстро собираемого железнодорожного моста из
стальных конструкций, с применением замкнутых гнутосварных профилей прямоугольного сечения для системы
несущих элементов и элементов проезжей части армейского сборно-разборного пролетного надвижного
строения железнодорожного моста, с быстросъемными упругопластичными компенсаторам, гасителем
вибрационных напряжений от динамических нагрузок с учетом опыта наших американских инженеров из блока
НАТО, США, Канады, Великобритании
Стальные ферменные мосты являются эффективным и эстетичным вариантом для пересечения автомобильных дорог. Их
относительно небольшой вес по сравнению с пластинчато-балочными системами делает их желательной альтернативой как с
точки зрения экономии материалов, так и с точки зрения конструктив-ности. Прототип сварной стальной фермы,
сконструированной со встроенным бетонным настилом, был предложен в качестве потенциальной альтернативы для проектов
ускоренного строительства мостов (ABC) в Монтане. Эта система состоит из сборно-разборной сварной стальной фермы,
увенчанной бетонным настилом, который может быть отлит на заводе-изготовителе (для проектов ABC) или в полевых условиях
после монтажа (для обычных проектов). Чтобы исследовать возможные решения усталостных ограничений некоторых сварных
соединений элементов в этих фермах, были оценены
болтовые соединения между диагональными натяжными элементами и верхним
4
и нижним поясами фермы. В этом исследовании для моста со стальной фермой, скрепленной болтами /сваркой, были оценены как
обычная система настила на месте, так и ускоренная система настила моста (отлитая за одно целое с фермой). Для более точного
расчета распределения нагрузок на полосу движения и грузовые автомобили по отдельным фермам была использована 3D-модель
конечных элементов. Элементы фермы и соединения для обоих вариантов конструкции были спроектированы с использованием
нагрузок из комбинаций нагрузок AASHTO Strength I, Fatigue I и Service II. Было проведено сравнение между двумя конфигурациями
ферм и длиной 205 футов. пластинчатая балка, используемая в ранее спроектированном мосту через реку Суон. Оценки материалов
и изготовления показывают, что стоимость традиционных и ускоренных методов строительства на 10% и 26% меньше,
соответственно, чем у пластинчатых балок, предназначенных для переправы через реку Суон.
Испытательного центра СПб ГАСУ, аккредитован Федеральной службой по аккредитации (аттестат №
RA.RU.21СТ39, выдан 27.05.2015),
ОО "Сейсмофонд" ОГРН: 1022000000824 seismofond@list.ru т/ф (812) 69478-10, (921) 962-67-78 190005, СПб, 2-я Красноармейская ул д 4
ФГБОУ СПб ГАСУ № RA.RU.21СТ39 от 27.05.2015, 190005, СПб, 2-я Красноармейская ул. д 4, ФГБОУ ВПО ПГУПС №
SP01.01.406.045 от 27.05.2014, 190031, Организация «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ ИНН: 2014000780 9967982654@mail.ru
produktsiisertifikatsiya@yahoo.com (911) 175-84-65, ( 996) 798-26-54, (951) 644-16-48 Всего 518 стр
УТВЕРЖДАЮ: Президент ОО «Сейсмофонд» при СПб ГАСУ ОГРН: 1022000000824 Мжиев Х.Н. 13.10. 2022
Всего : 518 стр
А, ИССЛЕДОВАНИя по изобртеним проф дтн ПГУПС Уздина А М проведены в СЩА СБОРНЫХ СИСТЕМ НАСТИЛА МОСТА ИЗ
СТАЛЬНЫХ ФЕРМ FHWA/MT-17-009/8226-001 Итоговый отчет подготовлен для ДЕПАРТАМЕНТА ТРАНСПОРТА ШТАТА
МОНТАНА в сотрудничестве с ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИМИ ПРОГРАММАМИ МИНИСТЕРСТВА ТРАНСПОРТА США
ФЕДЕРАЛЬНОГО УПРАВЛЕНИЯ АВТОМОБИЛЬНЫХ ДОРОГ MUTk Ноябрь 2017 г. подготовлен Дэймоном Фиком, доктором
ФИЛОСОФИИ, ЧП Тайлером Кюлем Майклом Берри, доктором ФИЛОСОФИИ.Д Джерри Стивенс, доктор философии, ЧП
"Вестерн Транспорт" в США
INVESTIGATION OF PREFABRICATED STEEL-TRUSS BRIDGE DECK SYSTEMS
fhwa/mt-17-009/8226-001 Final Report prepared for the state of montana department of transportation
5
in cooperation with the u.s. department of transportation federal highway administration November 2017
prepared by Damon Fick, Ph.D., PE Tyler kuehl Michael Berry, Ph.D Jerry Stephens, PhD., PE Western Transportation Institute Montana
State university - Bozeman
МИНИСТЕРСТВО ОБОРОНЫ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ (МИНОБОРОНЫ РОССИИ)
Х.Н. МАЖИЕВУ 72. ф^а,/ ru
г. Москва, 119160 « /#>» октября 2022 г. № 565/Н/^-^ На №УГ-88073
от 29 сентября 2022 г. Уважаемый Хасан Нажоевич!
В соответствии со ст. 8 Федерального закона от 2 мая 2006 г. № 59-ФЗ «О порядке рассмотрения
обращений граждан Российской Федерации» Ваше обращение по вопросу использования
быстровозводимых, автомобильных мостов из стальных конструкций покрытий производственных
зданий с пролетами 18, 24 и 30 метров с применением замкнутых гнуто-сварных профилей
прямоугольного сечения в Управлении начальника инженерных войск Вооруженных Сил Российской
Федерации (далее - УНИВ ВС) повторно рассмотрено.
На данное обращение направлен ответ за исх. 565/Н/4984 от 14 сентября 2022 г. В ответе указано,
что представленное предложение не содержит описание конструкции, тактико-технические
характеристики, схемы и анализ ранее проведенных, в том числе за рубежом, разработок. До настоящего
времени указанные материалы в УНИВ ВС не поступали. Отсутствие данной информации не позволяет
сделать вывод о целесообразности реализации Вашего предложения.
)
Благодарю Вас за активную гражданскую позицию и желание помочь Вооруженным Силам
Российской Федерации.
Врио начальника инженерных войск Вооруженных Сил Российской Федераци А.Круглов
6
7
8
Испытательного центра СПб ГАСУ, аккредитован Федеральной службой по аккредитации (аттестат №
RA.RU.21СТ39, выдан 27.05.2015), организация
"Сейсмофонд" при СПб ГАСУ, ОГРН: 1022000000824 т/ф
(812) 694-78-10, 190005, СПб, 2-я Красноармейская ул д 4 ФГБОУ СПб ГАСУ № RA.RU.21СТ39 от 27.05.2015, 190005,
СПб, 2-я Красноармейская ул. д 4, Организация «Сейсмофонд» при СПб ГАСУБ, ИНН: 2014000780 89210626778@mail.ru
t9516441648@gmail.com tf6947810@outlokk.com f6947810@yahoo.com c6947810@yandex.ru (911) 175-84-65, (996) 798-26-54, (921)
962-67-78
9
Полное наименование
10
ФОНДА ПОДДЕРЖКИ И РАЗВИТИЯ СЕЙСМОСТОЙКОГО СТРОИТЕЛЬСТВА
И БЕЗОПАСНОСТЬ ГОРОДОВ" "СЕЙСМОФОНД"
Сокращенное наименование
Организация «СЕЙСМОФОНД»
ОГРН
1022000000824
ИНН
2014000780
КПП
201401001
Юридический адрес
364024, г.Грозный, ул. им. С.Ш. Лорсанова, д.6
Фактический адрес
190005, СПб, 2-я Красноармейская ул. д 4 ( ФГБОУ СПб ГАСУ ) О
1022000000824
Телефон и факс
т/ф (812) 694-78-10 c6947810@yandex.ru
Президент
Мажиев Хасан Нажоевич
21.12 Деятельность профессиональных органи
ОКВЭД
ОКПО
45270815
ОКАТО
96401364
Название банка СБЕР 2202 2006 4085 5233
Счет получателя
СБЕР № 40817810455030402987
Счет получателя СБЕР № 40817810455030402987
Расчетный счет
БИК
40817810555031236845
11
044030653
Корреспондентский счет
30101810500000000653
http://188.254.71.82/rao_rf_pub/?show=view&id_object=DCB44608D54849B2A27CFEFEBEF970D4 Свидетельства,
аттестаты и ккредитация. Подробнее в zip архиве на сайте : seismofond.ru
sttce@pgups.ru
ПРИМЕНЕНИЯ БЫСТРО ВОЗВОДИМЫХ МОСТОВ И ПЕРЕПРАВ из
стальных конструкций покрытий производственных здании пролетами 18,
24 и 30 м с применением замкнутых гнутосварных профилей прямоугольного
сечения типа «Молодечно» (серия 1.460.3-14 ГПИ
«Ленпроектстальконструкция» ) для системы несущих элементов и
12
элементов проезжей части армейского сборно-разборного пролетного
надвижного строения железнодорожного моста, с быстросъемными
упругопластичными компенсаторам, гасителем вибрационных напряжений
от динамических нагрузок от прохождения гусеничной груженной военной
техники ( Т-72 весит 80 тонн ) с боеприпасами , со сдвиговой фрикционнодемпфирующей жесткостью с использованием и учетом опыта наших х
партеров из блока НАТО, США, Канады, Великобритании Смотри
приложение на английском языке
Выводы Перспективы применения быстровозводимых мостов и переправ
очевидны. Не имея хорошей методической, научной, технической и
практической базы, задачи по быстрому временному восстановлению
мостовых переходов будут невыполнимы. Это приведет к предсказуемым
потерям Русское армии при переправе через реку Днепр
Заключение по использованию упругопластического сдвигового компенсатора гасителя
сдвиговых напряжений для быстро собираемых на антисейсмических фрикционноподвижных соединениях для сборно–разборного
железнодорожного армейского моста
13
1. Штыревые монтажные соединения секций разборного пролетного строения
временного моста позволяют существенно ускорить процесс возведения и последующей
разборки конструкций, однако при этом являются причиной увеличения общих
деформаций пролетного строения, кроме упругопластического сдвигового
компенсатора, гасителя сдвиговых напряжений для быстрособираемых на
антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для сборно–разборного
железнодорожного армейского моста проф дтн ПГУПС А.М.Уздина
2. Штатное двухпутное движение при двухсекционной компоновке конструкций
САРМ под современной автомобильной нагрузкой не обеспечено прочностью как
основного сечения секций, так и элементов штыревых соединений, а использование
упругопластического сдвигового , компенсатора, гасителя сдвиговых напряжений для
быстро собираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для
сборно–разборного железнодорожного армейского моста , все напряжения снимает
3. В металле элементов штыревых соединений при современной нагрузке
накапливаются пластические деформации, приводящие к выработке контактов
«штырь-проушина» и нарастанию общих деформаций (провисов), а упругопластический
сдвиговой компенсатор гаситель сдвиговых напряжений для быстрособираемых на
антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для сборно–разборного
железнодорожного армейского моста гасить напряжения
14
4. Ускорению процесса износа элементов штыревых соединений способствует
многократная сборка-разборка пролетных строений и их эксплуатация под
интенсивной динамической нагрузкой и не гасит сдвиговых напряжений для быстро
собираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для сборно–
разборного железнодорожного армейского моста
5. Образующийся провис пролетного строения создает ненормативное состояние
продольного профиля ездового полотна, снижающее пропускную способность и
безопасность движения, упругопластический сдвиговой компенсатор гаситель
сдвиговых напряжений для быстро собираемых на антисейсмических фрикционноподвижных соединениях для сборно–разборного железнодорожного армейского моста
сдвиговый нагрузки «поглощает»
6. Изначально разборные конструкции САРМ проектировались под нужды военного
ведомства для мобильного и кратковременного применения и штыревые монтажные
соединения в полной мере соответствуют такому назначению. При применении в
гражданском строительстве эту особенность следует учитывать в разработке
проектных решений, назначении и соблюдении режима эксплуатации, например путем
15
уменьшения полос движения или
увеличения числа секций в поперечной компоновке, а
использование сдвигового компенсатора, гасителя сдвиговых напряжений для быстро
собираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для сборно–
разборного железнодорожного армейского моста исключает обрушение
железнодорожного моста
Дальнейшие исследования видятся в аналитическом обзоре применяемых
конструкций разборных мостов, разработке отвечающих современным требованиям
проектных решений вариантов поперечной и продольной компоновки пролетных
строений с использованием упругопластических , сдвиговых компенсатор, которые
гасят, сдвиговые напряжения для быстро собираемых, на антисейсмических
фрикционно-подвижных соединениях , для отечественного сборно–разборного
железнодорожного армейского моста «Уздина»
Выводы Перспективы применения быстровозводимых мостов и переправ очевидны.
Не имея хорошей методической, научной, технической и практической базы, задачи
по быстрому временному восстановлению мостовых переходов будут невыполнимы.
Это приведет к предсказуемым потерям
Преодоление водных препятствий всегда было существенной проблемой для армии. Все изменилось в начале 1983 году
16
благодаря проф дтн ЛИИЖТ А.М.Уздину , который получил патент № 1143895, 1168755, 1174616, 2550777 на сдвиговых болтовых
соединениях, а инженер -механик Андреев Борис Иванович получил патент № 165076 "Опора сейсмостойкая" и № 2010136746
"Способ защита здания и сооружений ", который спроектировал необычный сборно-разборный армейский универсальный
железнодорожный мост" с использование антисейсмических фланцевых сдвиговых компенсаторов, пластический сдвиговой
компенсатор ( Сдвиговая прочность при действии поперечной силы СП 16.13330.2011, Прочностные проверки SCAD Закон Гука )
для сборно-разборного моста" , названный в честь его имени в честь русского ученого, изобретателя "Мост Уздина". Но сборноразборный мост "ТАЙПАН" со сдвиговым компенсатором проф дтн ПГУПС Уздина , пока на бумаге. Sborno-razborniy
bistrosobiraemiy universalniy most UZDINA PGUPS 453 str https://ppt-online.org/1162626 https://disk.yandex.ru/d/iCyG5b6MR568RA
Зато, западные партнеры из блока НАТО , уже внедрили похожие изобретения проф дтн ПГУПС Уздина А М. по использованию
сдвигового компенсатора под названием армейский Bailey bridge при использовании сдвиговой нагрузки, по заявке на
изобретение № 2022111669 от 27.04.2022 входящий ФИПС 024521 "Конструкция участка постоянного железобетонного моста
неразрезной системы" , № 2021134630 от 06.05.2022 "Фрикционно-демпфирующий компенсатор для трубопроводов", а20210051
от 29 июля 2021 Минск "Спиральная сейсмоизолирующая опора с упругими демпферами сухого терния" . № а 20210217 от 23
сентября 2021, Минск " Фланцевое соединение растянутых элементов трубопровода со скошенными торцами"
Однако, на переправе Северский Донец из выжило очень мало русский солдат. В Луганской области при форсировании реки
Северский Донец российская армия потеряла много военнослужащих семьдесят четвёртой мотострелковой бригады из-за отсутствия
на вооружение наплавных ложных мостов , согласно изобретениям № 185336, № 77618. Об этом сообщил американский Институт
изучения войны. "11 мая украинская артиллерия с гаубиц М 777 уничтожила российские понтонные мосты и плотно
сконцентрированные вокруг них российские войска и технику, в результате чего, как сообщается, погибло много русских солдат и
было повреждено более 80 единиц техники», — отмечается в публикации. По оценке института, войска РФ допустили значительные
тактические ошибки при попытке форсирования реки в районе Кременной, что привело к таким потерям. Ранее в Институте изучения
войны отмечали, что российские войска сосредотачиваются на битве за Северодонецк, отказавшись от плана крупномасштабного
окружения ВСУ и выхода на административные границы Донецкой области https://disk.yandex.ru/i/3ncRcfqDyBToqg
Administratsiya Armeyskie mosti uprugoplasticheskim sdvigovoy jestkostyu 176 str
https://ppt-online.org/1235168
Среди прочих мостов , в том числе и современных разборных конструкций мостов, особое место занимает
средний автомобильный разборный мост (САРМ), разработанный в 1968 г. и модернизированный в 1982 г. для
нужд Минобороны СССР. В процессе вывода
накопленных на хранении комплектов САРМ в гражданский сектор
17
строительства выяснилась значительная востребованность этих конструкций, обусловленная следующими их
преимуществами: полная укомплектованность всеми элементами моста, включая опоры; возможность
перекрытия пролетов 18,6, 25,6, 32,6 м с габаритами ездового полотна 4,2 м при однопутном и 7,2 м при
двухпутном проезде. Паспортная грузоподъемность обозначена как 40 т при однопутном проезде и 60 т при
двухпутном проезде.
Так как по ряду геометрических и технических параметров конструкции САРМ не в полной мере
соответствуют требованиям современных норм для капитальных мостов, то применение их ориентировано в
основном как временных.
Следует отметить, что при незначительной доработке - постановке современных ограждений и двухпутной
поперечной компоновке секций для однополосного движения можно добиться соответствия требуемым
геометрическим параметрам ездового полотна и общей грузоподъемности для мостов на дорогах общего
пользования IV и V технической категории.
В статье рассматривается конструктивная особенность штыревых монтажных соединений секций
разборного пролетного строения как фактор, определяющий грузоподъемность, характер общих деформаций и в
итоге влияющий на транспортно- эксплуатационные характеристики мостового сооружения.
Целью настоящего исследования является анализ работы штыревых монтажных соединений секций
пролетного строения САРМ с оценкой напряженного состояния элементов узла соединения. Новизной в
рассмотрении вопроса полагаем оценку прочности элементов штыревых соединений и ее влияние на общие
деформации - прогибы главных балок.
Ключевые слова: пролетное строение; нижний пояс; верхний пояс; штыревое соединение; проушина;
прочность; прогиб, методом оптимизации и идентификации статических задач теории устойчивости надвижного
армейского моста (жесткостью) при действии проперченных сил в ПK SCAD СП 16.1330.2011. SCAD п.7.1.1 в механике
деформируемых сред и конструкций с учетом сдвиговой прочности при математическом моделировании.
18
Введение
Наряду с постоянными, капитальными мостами на автомобильных дорогах общего пользования
востребованы сооружения на дорогах временных, объездных, внутрихозяйственных с приоритетом сборноразборности и мобильности конструкций надвижного армейского моста (жесткостью) при действии проперченных сил в
ПK SCAD СП 16.1330.2011. SCAD п.7.1.1 в механике деформируемых сред и конструкций с учетом сдвиговой прочности при
математическом моделировании методом оптимизации и идентификации статических задач теории устойчивости
надвижного армейского моста (жесткостью) при действии проперченных сил в ПK SCAD СП 16.1330.2011. SCAD п.7.1.1 в механике
деформируемых сред и конструкций с учетом сдвиговой прочности при математическом моделировании.
. Прокладка новых дорог, а также ремонты и реконструкции существующих неизбежно сопровождаются
временными мостами, первоначально пропускающими движение основной магистрали или решающими
технологические задачи строящихся сооружений. Подобные сооружения могут быть пионерными в развитии
транспортных сетей регионов с решением освоения удаленных сырьевых районов.
В книге А.В. Кручинкина «Сборно-разборные временные мосты» [1] сборно-разборные мосты классифицированы
как временные с меньшим, чем у постоянных мостов сроком службы, обусловленным продолжительностью
выполнения конкретных задач. Так, для пропуска основного движения и обеспечения технологических нужд при
строительстве нового или ремонте (реконструкции) существующего моста срок службы временного определен
от нескольких месяцев до нескольких лет. Для транспортного обеспечения лесоразработок, разработки и добычи
полезных ископаемых с ограниченными запасами временные мосты могут служить до 10-20 лет [1]. Временные
мосты применяют также для обеспечения транспортного сообщения сезонного характера и для разовых
транспортных операций.
Особая роль отводится временным мостам в чрезвычайных ситуациях, когда решающее значение имеют
мобильность и быстрота возведения для срочного восстановления прерванного движения транспорта.
19
В силу особенностей применения к временным мостам как отдельной ветви мостостроения уделяется
достаточно много внимания и, несмотря на развитие сети дорог, повышение технического уровня и надежности
постоянных сооружений, задача совершенствования временных средств обеспечения переправ остается
актуальной [2].
Что касается материала временных мостов, то традиционно применялась древесина как широко
распространенный и достаточно доступный природный ресурс. В настоящее время сталь, конкурируя с
железобетоном, активно расширяет свое применение в сфере мостостроения становясь все более доступным и
обладающим лучшим показателем «прочность-масса» материалом. Давно проявилась тенденция
проектирования и строительства стальных пролетных строений постоянных мостов даже средних и малых,
особенно в удаленных территориях с недостаточной транспортной доступностью и слабо развитой
инфраструктурой. Разумеется, для мобильных и быстровозводимых временных мостов сталь - давно
признанный и практически единственно возможный материал.
Конструктивное развитие временных мостов можно разделить на следующие направления:
• цельноперевозимые конструкции максимальной заводской готовности, как например «пакетные» пролетные
строения, полностью готовые для пропуска транспорта после их установки на опоры [3];
• складные пролетные строения, способные трансформироваться для уменьшения габаритов при их перевозке1
[4];
• сборно-разборные2 [5; 6].
Разборность конструкций обусловлена необходимостью в перекрытии пролетов длиной, превышающей
габаритные возможности транспортировки, отсюда и большое разнообразие исполнения временных мостов
такого типа. Членение пролетного строения на возможно меньшие части с целью ускорения и удобства сборки
наиболее удачно реализовано в Российской
разработке «Тайпан» (патент РФ 1375583) или демпфирующий
20
упругопластичный компенсатор гаситель сдвиговых напряжений с учетом сдвиговой жесткости в ПК SCAD ( согласно СП
16.1330.2011 SCAD п.7.1.1- антисейсмическое фланцевое фрикционно-подвижное соединение) для сборно-разборного
быстрособираемого армейского моста из стальных конструкций покрытий производственных здании пролетами 18, 24 и 30
м. с применением замкнутых гнутосварных профилей прямоугольного сечения типа «Молодечно» (серия 1.460.3-14 ГПИ
«Ленпроектстальконструкция» ) для системы несущих элементов и элементов проезжей части армейского сборно-разборного
пролетного надвижного строения железнодорожного моста, с быстросъемными упругопластичными компенсаторами, со
сдвиговой фрикционно-демпфирующей прочностью, согласно заявки на изобретение «КОНСТРУКЦИЯ УЧАСТКА ПОСТОЯННОГО
ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО МОСТА НЕРАЗРЕЗНОЙ СИСТЕМЫ, ВОССТАНОВЛЕННОГО С ПРИМЕНЕНИЕМ типовых структурных серии 1.460.3-14
ГПИ "Ленпроектстальконструкция", стальные конструкции покрытий производственных» № 2022111669 от 25.05.2022, «Сборноразборный железнодорожный мост» № 2022113052 от 27.05.2022, «Сборно-разборный универсальный мост» № 2022113510 от
21.06.2022, «Антисейсмический сдвиговой компенсатор для гашения колебаний пролет. строения моста» № 2022115073 от
02.06.2022 и на осн. изобрет 1143895, 1168755, 1174616, 2550777, 2010136746, 165076, 858604, 154506, в которой отдельные
«модули» не только упрощают сборку-разборку без привлечения тяжелой техники, но и являются
универсальными монтажными марками, позволяющими собирать мосты разных габаритов и грузоподъемности
[7; 8].
Основные параметры некоторых инвентарных сборно-разборных мостов
Ожидаемо, что сборно-разборные мобильные мостовые конструкции приоритетным образом
разрабатывались и выпускались для нужд военного ведомства и с течением времени неизбежно попадали в
гражданский сектор мостостроения. Обзор некоторых подобных конструкций приведен в ссылке
ВЛИЯНИЕ МОНТАЖНЫХ СОЕДИНЕНИЙ СЕКЦИЙ РАЗБОРНОГО МОСТА НА ЕГО НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ
ТОМИЛОВ СЕРГЕЙ НИКОЛАЕВИЧ
1
1
ФГБОУ ВО «Тихоокеанский государственный университет», Хабаровск Россия
https://elibrary.ru/item.asp?id=43813437
Временные мосты необходимы для обеспечения движения при возведении или ремонте (реконструкции)
капитальных мостовых сооружений, оперативной связи прерванных путей в различных аварийных ситуациях, для
21
разовых или сезонных транспортных сообщений.
В мостах такого назначения целесообразны мобильные быстровозводимые конструкции многократного
применения. Инвентарные комплекты сборно-разборных мостов разрабатывались и производились прежде всего
в интересах военного ведомства, но в настоящее время широко востребованы и применяются в гражданском
секторе мостостроения в силу их экономичности, мобильности, доступности в транспортировке. Среди прочих,
в том числе и современных разборных конструкций мостов, особое место занимает средний автомобильный
разборный мост (САРМ), разработанный в 1968 г. и модернизированный в 1982 г. для нужд Минобороны СССР. В
процессе вывода накопленных на хранении комплектов САРМ в гражданский сектор строительства выяснилась
значительная востребованность этих конструкций, обусловленная следующими их преимуществами: полная
укомплектованность всеми элементами моста, включая опоры; возможность перекрытия пролетов 18,6, 25,6,
32,6 м с габаритами ездового полотна 4,2 м при однопутном и 7,2 м при двухпутном проезде...
Однако, смотрите ссылку антисейсмический сдвиговой фрикционнодемпфирующий компенсатор, фрикци-болт с гильзой, для соединений
секций разборного моста https://ppt-online.org/1187144
Более подробно смотри автора статьи ТОМИЛОВ СЕРГЕЙ НИКОЛАЕВИЧ ВЛИЯНИЕ МОНТАЖНЫХ
СОЕДИНЕНИЙ СЕКЦИЙ РАЗБОРНОГО МОСТА НА ЕГО НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ
https://elibrary.ru/item.asp?id=43813437
Most Bailey bridge USA kompensator uprugoplastichniy gasitel napryajeniy 390 str
 https://ppt-online.org/1235890
Mistroy tex zadanie dogovor proektirovanie sborno-razbornix mostov 500 str
https://ppt-online.org/1237042 https://t-s.today/PDF/25SATS220.pdf
22
Несмотря на наличие современных разработок [7; 8], инвентарные комплекты сборно-разборных мостов в
процессе вывода их из мобилизационного резерва широко востребованы в гражданском секторе мостостроения в
силу их экономичности, мобильности, доступности в транспортировке и многократности применения [9; 10].
Среди описанных в таблице 1 инвентарных комплектов мостов особое место занимает САРМ (средний
автомобильный разборный мост) 4 . Разработанный в 1968 г. и модернизированный в 1982 г. инвентарный
комплект позволяет перекрывать пролеты 18,6, 25,6 и 32,6 м с габаритом ездового полотна 4,2 м при
однопутном и 7,2 м при двухпутном проезде (рисунок 1). Удобный и эффективный в применении комплект САРМ в
процессе вывода накопленных на хранении конструкций в гражданский сектор строительства показал
значительную востребованность, обусловленную, кроме отмеченных выше преимуществ также и полную
укомплектованность всеми элементами моста, включая опоры. Факт широкого применения конструкций САРМ в
гражданском мостостроении отмечен тем, что федеральное дорожное агентство «Росавтодор» в 2013 году
выпустило нормативный документ ОДМ 218.2.029 - 20135, специально разработанный для применения этого
инвентарного комплекта.
К недостаткам проекта САРМ следует отнести несоответствия некоторых его геометрических и
конструктивных параметров действующим нормам проектирования: габариты ездового полотна 4,2 м при
однопутном и 7,2 м при двухпутном проезде, также штатные инвентарные ограждения (колесоотбои) не
соответствуют требованиям действующих норм СП 35.1333.20116, ГОСТ Р 52607-20067, ГОСТ 26804-20128.
Выполнение требований указанных выше норм может быть обеспечено ограничением двухсекционной поперечной
компоновки однопутным проездом с установкой добавочных ограждений [10] или нештатной поперечной
компоновкой в виде трех и более секций, рекомендуемой нормами ОДМ 218.2.029
20135.
Пролетное строение среднего автомобильного разборного моста (САРМ) в продольном направлении
набирается из средних и концевых секций расчетной длиной 7,0 и 5,8 м соответственно. Количество средних
23
секций (1, 2 или 3) определяет требуемую в каждом конкретном случае длину пролета 18,6, 25,6, 32,6 м (рисунок
1).
Объединение секций в продольном направлении в сечениях 3 (рисунок 1) выполняется с помощью штырей,
вставляемых в отверстия (проушины) верхнего и нижнего поясов секций. В поперечном направлении в стыке
одной секции расположены два штыревых соединения в уровне верхнего и два - в уровне нижнего пояса (рисунок 2).
4 Средний автодорожный разборный мост. Техническое описание и инструкция по эксплуатации /
Министерство обороны СССР. -М.: Военное изд-во мин. обороны СССР, 1982. - 137 с.
5 Методические рекомендации по использованию комплекта среднего автодорожного разборного моста
(САРМ) на автомобильных дорогах в ходе капитального ремонта и реконструкции капитальных искусственных
сооружений: Отраслевой дорожный методический документ ОДМ 218.2.029 - 2013. - М.: Федеральное дорожное
агентство (РОСАВТОДОР), 2013. - 57 с.
6 Свод правил. СП 35.13330.2011. Мосты и трубы. Актуализированная редакция СНиП 2.05.03-84* (с
Изменениями № 1, 2) / ОАО ЦНИИС. - М.: Стандартинформ, 2019.
7 ГОСТ Р 52607-2006. Технические средства организации дорожного движения. Ограждения дорожные
удерживающие боковые для автомобилей. Общие технические требования / ФДА Минтранса РФ, ФГУП
РосдорНИИ, Российский технический центр безопасности дорожного движения, ОАО СоюздорНИИ, МАДИ (ГТУ), ДО
БДД МВД России, НИЦ БДДМВД России. - М.: Стандартинформ, 2007, - 21 с.
8 ГОСТ 26804-2012. Ограждения дорожные металлические барьерного типа. Технические условия / ЗАО
СоюздорНИИ, ФГУП РосдорНИИ, ООО НПП «СК Мост». - М.: Стандартинформ, 2014, - 24 с.
Страница 4 из 14
24
25SATS220
1 - концевая секция; 2 - средняя секция; 3 - сечения штыревых соединений секций
Рисунок : Томилова Сергей Николаевича вставлен
Рисунок 1. Фасад пролетного строения разборного моста САРМ с вариантами длины 18,6 м (а), 25,6 м (б), 32,6 м
(в) (разработано автором)
Каждое соединение верхнего пояса секций включает тягу в виде пластины с двумя отверстиями и два
вертикальных штыря, а соединение нижнего пояса выполнено одним горизонтальным штырем через проушины
смежных секций (рисунок 4).
Таким образом, продольная сборка пролетного строения осуществляется путем выгрузки и проектного
расположения секций, совмещения проушин
смежных секций и постановки штырей.
25
1 - штыревые соединения верхнего пояса; 2 - штыревые соединения нижнего пояса; а - расстояние между осями
штыревых соединений
Рисунок 2. Двухсекционная компоновка поперечного сечения пролетного строения (разработано автором)
Постановка задачи
Штыревое соединение секций пролетных строений позволяет значительно сократить время выполнения
работ, но это обстоятельство оборачивается и недостатком - невозможностью обеспечения плотного
соединения при работе его на сдвиг. Номинальный диаметр соединительных штырей составляет 79 мм, а
отверстий под них и проушин - 80 мм.
26
Разница в 1 мм необходима для возможности постановки штырей при сборке пролетных строений.
Цель настоящего исследования - оценить напряженное состояние узла штыревого соединения, сравнить
возникающие в материале элементов соединения напряжения смятия и среза с прочностными параметрами
стали, возможность проявления пластических деформаций штыря и проушин и как следствие - их влияние на
общие деформации пролетного строения.
Штыревые соединения как концентраторы напряжений в конструкциях мостов уже привлекали внимание
исследователей [11] и также отмечался характерный для транспортных сооружений фактор длительного
циклического воздействия [8]. Изначально неплотное соединение «штырь-проушина» и дальнейшая его
выработка создает концентрацию напряжения до 20 % против равномерного распределения [11], что может
привести к ускорению износа, особенно с учетом цикличного и динамического воздействия подвижной
автотранспортной нагрузки.
В настоящей статье рассмотрены напряжения смятия и деформации в штыревых соединениях и как их
следствие - общие деформации (прогибы) пролетного строения. Оценка напряженного состояния в соединении
выполнена исходя из гипотезы равномерного распределения усилий по расчетным сечениям.
Сравнительный расчет выполним для распространенного пролета 32,6 м в следующей последовательности:
прочность основного сечения одной секции при изгибе; прочность штыревого соединения по смятию металла
проушин; прочность металла штыря на срез.
Паспортная (проектная) грузоподъемность при двухсекционной поперечной компоновке и двухпутном ездовом
полотне - временные вертикальные нагрузки Н-13, НГ-60 по нормам СН 200-621. Так как конструкции САРМ
запроектированы на нагрузки, уступающие современным, то для обеспечения приемлемой грузоподъемности
можно использовать резервы в компоновке - например двухсекционная поперечная компоновка будет пропускать
только одну полосу движения, что на практике зачастую не организовано и транспорт движется двумя
встречными полосами. Рассмотрим именно такой случай и в качестве полосной автомобильной нагрузки примем
А11 по СП 35.1333.20116, хотя и меньшую, чем принятая для нового проектирования А14, но в полной мере
27
отражающую состав транспортных средств регулярного поточного движения. При постоянстве поперечного
сечения по длине пролета и исходя из опыта проектирования для оценочного усилия выбираем изгибающий
момент.
В работе основного сечения одной секции при изгибе участвуют продольные элементы верхнего и нижнего
пояса: верхним поясом являются лист настила шириной 3,0 м, продольные швеллеры и двутавры № 12; нижним
поясом являются два двутавра № 23Ш2 (рисунок 3).
Предельный момент, воспринимаемый основным сечением секции (рисунок 3)
где Ry = 295 МПа - расчетное сопротивление стали 15ХСНД; I - момент инерции сечения секции относительно
оси изгиба; - максимальная ордината расчетного сечения относительно оси изгиба.
1 - лист настила толщиной 0,006м; 2 - швеллер № 12 по ГОСТ 8239; 3 - двутавр № 12 по ГОСТ 8240; 4 - двутавр №
23Ш2 по ТУ 14-2-24-72
28
Рисунок 3. Поперечное сечение секции пролетного строения САРМ с выделением продольных элементов с
функциями верхнего и нижнего пояса при изгибе (разработано автором)
Данные расчета по (1) приведены в таблице 2.
Расчет предельного изгибающего момента основного сечения секции САРМ
Расчет предельного изгибающего момента основного сечения секции САРМ
Для сравнительной оценки несущей способности основного сечения секции (предельный изгибающий момент,
таблица 2) представим расчетный изгибающий момент от временной нагрузки А11 для двухпутного проезда, а
именно 1 полоса А11 - на 1 секцию в поперечном направлении.
29
Для выделения полезной части грузоподъемности из предельного удерживается изгибающий момент от
постоянной нагрузки. Расчетными сечениями по длине пролета принимаем его середину и сечение штыревого
соединения, ближайшее к середине пролета. Результаты расчета путем загружения линий влияния изгибающего
момента в выбранных сечениях приведены в таблице 3.
Как видно, предельный изгибающий момент основного сечения секции (3894,9 кН-м) только на 59,4 %
обеспечивает восприятие момента (1134,5 + 5418,6 = 6553,1 кН-м) от суммы постоянной и временной А11
расчетных нагрузок.
Оценить напряженное состояние металла проушин по смятию штырем можно по схеме контакта штыря с
внутренней поверхностью проушин, где усилие N с плечом a составляет внутренний момент,
уравновешивающий внешний, обусловленный нагрузкой на пролет (рисунок 4).
30
Рисунок 5. Схема штыревого соединения нижнего пояса, вид сверху (разработано автором). Но , есть
упругопластический сдвиговой компенсатор гаситель сдвиговых напряжений для быстро собираемых на антисейсмических
фрикционно-подвижных соединениях для сборно–разбороного железнодорожного армейского моста и он надежнее
1 - одинарная проушина; 2 - двойная проушина; 3 - штырь
Сравним полученные в (3) и (4) результаты с прочностными характеристиками стали 15ХСНД, из которой
изготовлены несущие элементы моста САРМ, таблица 4.
Следует определить суммарный расчетный изгибающий момент М от постоянной Мпост и временной Мвр
(А11) нагрузок для сечения ближайшего к середине пролета стыка по данным таблицы 3.
M = Mпост + Mвр = 1081,2 + 5195,3 = 6276,5 кН- м.
1 - вертикальный штырь верхнего пояса; 2 - горизонтальный штырь нижнего пояса
Рисунок 4. Схема стыка секций пролетного
строения
31
При суммарной толщине элементов проушины нижнего пояса, сминаемых в одном направлении, 0,06 м и
диаметре штыря 0,079 м площадь смятия составит А = 0,06-0,079 = 0,0047 м2 на один контакт (рисунок 5). При
наличии двух контактов нижнего пояса в секции напряжение смятия металла проушины составит
Для расчета сечения штыря на срез следует учесть, что каждый из двух контактов на секцию имеет две
плоскости среза (рисунок 5), тогда напряжение сдвига
Примечание:расчетные сопротивления стали смятию и сдвигу определены по таблице 8.3 СП 35.13330.20116
(составлено автором)
Сравнение полученных от воздействия нагрузки А11 напряжений с характеристиками прочности стали
15ХСНД
Напряжение сдвига в штыре превосходит расчетное сопротивление стали, а напряжение смятия в контакте
штырь-проушина превосходит как расчетное сопротивление, так и предел текучести, что означает
невыполнение условия прочности, выход металла за предел упругости и накопление пластических деформаций
при регулярном и неорганизованном воздействии временной нагрузки А11.
Практическое наблюдение
В организациях, применяющих многократно использованные конструкции САРМ, отмечают значительные
провисы (прогибы в незагруженном состоянии) пролетных строений, величина которых для длин 32,6 м доходит
до 0,10-0,15 м. Это создает искажение продольного профиля ездового полотна и негативно влияет на
пропускную способность и безопасность движения. При этом визуально по линии прогиба отчетливо
наблюдаются переломы в узлах штыревых соединений секций. При освидетельствовании таких пролетных
строений отмечается повышенный зазор между штырем и отверстием (рисунок 6).
32
Рисунок 6. Повышенный зазор в штыревом соединении секций пролетного строения САРМ (разработано автором)
Смещения в штыревых соединениях, обусловленные пластическими деформациями перенапряженного
металла, определяют величину общих деформаций (прогибов) пролетных строений (рисунок 7).
33
Рисунок 7. Схема общих деформаций вследствие смещения в штыревых соединениях (разработано автором)
Полное смещение (подвижка) на одно соединение с0 = с + с2, где с1 = 1 мм - исходное конструктивное; с2 добавленное за счет смятия в соединении (рисунок 7).
Вертикальное перемещение f (прогиб) в середине пролета для рассмотренного примера будет суммой xi и Х2
(рисунок 7).
f = Xi + Х2.
Величины x1 и x2 можно определить, зная углы а и 2а, которые вычисляются через угол
где а - расстояние между осями штыревых соединений верхнего и нижнего поясов; I1 - длина средней секции
пролетного строения; I2 - длина концевой секции пролетного строения.
В качестве примера рассмотрим временный объездной мост через р. Черниговка на автодороге Хабаровск 34
Владивосток «Уссури», который был собран
и эксплуатировался в составе одного пролета длиной 32,6 м из
комплекта САРМ на период строительства постоянного моста. Были отмечены значительные провисы
пролетных строений временного моста величиной в пределах 130-150 мм в середине пролета, что вызвало
беспокойство организаторов строительства. При обследовании была установлена выработка всех штыревых
соединений главных ферм в среднем на 2,5 мм сверх номинального 1 мм.
Таким образом смещение (подвижка) на одно соединение с0 = с1 + с2 = 1 + 2,5 = 3,5 мм, а так как в уровне
верхнего пояса в качестве связующего элемента применена продольная тяга с двумя отверстиями и двумя
расположенными последовательно штырями, то суммарное смещение, отнесенное к уровню нижнего пояса с =
3,5-3 = 10,5 мм.
Далее следуют вычисления по формулам (5) при а = 1,37 м; h = 7,0 м; I2 = 5,8 м.
а = arcsin 0,0105 = 0,205o; а = 2 • 0,205 = 0,41o; xi = 7,0 • sin 0,41 = 0,05 м;
2 2 • 1,47
1
2а = 2 • 0,41 = 0,82o; x2 = 5,8 • sin 0,82o = 0,083 м.
Полная величина прогиба f = Х1 + Х2 = 0,05 + 0,083 = 0,133 м, что вполне согласуется с фактически замеренными
величинами f.
Заключение по использованию упругопластического сдвигового компенсатора гасителя
сдвиговых напряжений для быстро собираемых на антисейсмических фрикционноподвижных соединениях для сборно–разборного железнодорожного армейского моста
1. Штыревые монтажные соединения секций разборного пролетного строения
временного моста позволяют существенно ускорить процесс возведения и последующей
разборки конструкций, однако при этом являются причиной увеличения общих
35
деформаций пролетного строения,
кроме упругопластического сдвигового
компенсатора, гасителя сдвиговых напряжений для быстрособираемых на
антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для сборно–разборного
железнодорожного армейского моста проф дтн ПГУПС А.М.Уздина
2. Штатное двухпутное движение при двухсекционной компоновке конструкций
САРМ под современной автомобильной нагрузкой не обеспечено прочностью как
основного сечения секций, так и элементов штыревых соединений, а использование
упругопластического сдвигового , компенсатора, гасителя сдвиговых напряжений для
быстро собираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для
сборно–разборного железнодорожного армейского моста , все напряжения снимает
3. В металле элементов штыревых соединений при современной нагрузке
накапливаются пластические деформации, приводящие к выработке контактов
«штырь-проушина» и нарастанию общих деформаций (провисов), а упругопластический
сдвиговой компенсатор гаситель сдвиговых напряжений для быстрособираемых на
антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для сборно–разборного
железнодорожного армейского моста гасить напряжения
4. Ускорению процесса износа элементов штыревых соединений способствует
многократная сборка-разборка пролетных строений и их эксплуатация под
интенсивной динамической нагрузкой и не гасит сдвиговых напряжений для быстро
собираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для сборно–
разборного железнодорожного
36 армейского моста
5. Образующийся провис пролетного строения создает ненормативное состояние
продольного профиля ездового полотна, снижающее пропускную способность и
безопасность движения, упругопластический сдвиговой компенсатор гаситель
сдвиговых напряжений для быстро собираемых на антисейсмических фрикционноподвижных соединениях для сборно–разборного железнодорожного армейского моста
сдвиговый нагрузки «поглощает»
6. Изначально разборные конструкции САРМ проектировались под нужды военного
ведомства для мобильного и кратковременного применения и штыревые монтажные
соединения в полной мере соответствуют такому назначению. При применении в
гражданском строительстве эту особенность следует учитывать в разработке
проектных решений, назначении и соблюдении режима эксплуатации, например путем
уменьшения полос движения или увеличения числа секций в поперечной компоновке, а
использование сдвигового компенсатора, гасителя сдвиговых напряжений для быстро
собираемых на антисейсмических фрикционно-подвижных соединениях для сборно–
разборного железнодорожного армейского моста исключает обрушение
железнодорожного моста
Дальнейшие исследования видятся в аналитическом обзоре применяемых
конструкций разборных мостов, разработке отвечающих современным требованиям
проектных решений вариантов поперечной и продольной компоновки пролетных
37
строений с использованием упругопластических , сдвиговых компенсатор, которые
гасят, сдвиговые напряжения для быстро собираемых, на антисейсмических
фрикционно-подвижных соединениях , для отечественного сборно–разборного
железнодорожного армейского моста «Уздина»
ЛИТЕРАТУРА
1. Кручинкин А.В. Сборно-разборные временные мосты. - М.: Транспорт, 1987. - 191 с.
2. Тыдень В.П., Малахов Д.Ю., Постников А.И. Реализация современных требований к переправочно-мостовым
средствам в концепции выгружаемого переправочно-десантного парома // Вестник Московского автомобильнодорожного государственного технического университета (МАДИ). - М.: Изд-во МАДИ(ГТУ), 2019. - Вып. 3 (58). - С.
69-74.
3. Томилов С.Н. О применении стальных пакетных конструкций в постоянных мостах // Научные чтения памяти
профессора М.П. Даниловского: материалы Восемнадцатой Национальной научно-практической конференции: в 2
т. - Хабаровск: Изд-во Тихоокеан. гос. ун-та, 2018. - 2 т. - С. 360-363.
4. Mohamad Nabil Aklif Biro, Noor Zafirah Abu Bakar. Design and Analysis of Collapsible Scissor Bridge. MATEC Web of
Conferences. Vol. 152, 02013 (2018). DOI: https://doi.org/10.1051/matecconf/201815202013.
5. Дианов Н.П., Милородов Ю.С. Табельные автодорожные разборные мосты: учебное пособие. - М.: Изд-во МАДИ
(ГТУ), 2009. - 236 с.
6. Adil Kadyrov, Aleksandr Ganyukov, Kyrmyzy Balabekova. Development of Constructions of Mobile Road Overpasses.
MATEC Web of Conferences. Vol. 108, 16002 (2017). DOI: https://doi.org/10.1051/matecconf/201710816002.
7. Бокарев С.А., Проценко Д.В. О предпосылках создания новых конструкций временных мостовых сооружений //
Интернет-журнал «Науковедение». 2014. № 5(24). URL: https://naukovedenie.ru/PDF/26KO514.pdf. - С. 1-11.
38
8. Проценко Д.В. Совершенствование конструктивно-технологических параметров системы несущих элементов
и элементов проезжей части универсального сборно- разборного пролетного строения с быстросъемными
шарнирными соединениями. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук / Сибирский
государственный университет путей сообщения (СГУПС). Новосибирск: 2018.
9. Матвеев А.В., Петров И.В., Квитко А.В. Оценка по теории инженерного прогнозирования новых образцов
мостового имущества МЛЖ-ВФ-ВТ и ИМЖ- 500 // Вестник гражданских инженеров. - СПб: Изд-во СанктПетербургского гос. арх.-строит. ун-та, 2018. Вып. 4 (69). - С. 138-142.
10. Томилов С.Н., Николаев А.Р. Применение комплекта разборного моста под современные нагрузки // Дальний
Восток. Автомобильные дороги и безопасность движения: международный сборник научных трудов (под. ред. А.И.
Ярмолинского). - Хабаровск: Изд-во Тихоокеан. гос. ун-та, 2018. - № 18. - С. 125-128.
11. Сухов И.С. Совершенствование конструктивно-технологических решений шарнирных соединений
автодорожных мостов. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук /
Научно- исследовательский институт транспортного строительства (ОАО ЦНИИС). М.: 2011.
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
Конструктивные системы в природе и
строительной технике Темнов В. Г. 1987 г. https://dwg.ru/lib/1147
В книге освещены вопросы организации конструктивных систем организмов живой природы в процессе эволюции. Рассмотрены бионические принципы оптимизации конструктивных систем. Впервые предложены алгоритмы синтеза оптимальных конструктивных систем на основе бионических принципов. Представлены
строительные конструкции, созданные на основе бионических принципов, и освещен опыт их применения в практике строительства.
Книга предназначена для научных и инженерно-технических работников.
ПРИНЯТИЕ РЕШЕНИЙ ПРИ ПРОЕКТИРОВАНИИ ИСКУССТВЕННОЙ СРЕДЫ ОБИТАНИЯ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ БИОНИЧЕСКИХ ПРИНЦИПОВ
КОНСТРУИРОВАНИЯ
Расчет для конференции в ПГУПС и Политеха грузоподъемности моста Бейли выполненный
нашими партнерами из блока НАТО США и Ко и инженерные расчетные схемы нагрузок на
армейские железнодорожные мосты США, Великобритании См ссылки и приложений
tcp / ip на Прокоп 1,* , Ярослав Одробенак 1 , Матуш Фарбак 1 и Владимир Новотный 2 1 Кафедра
конструкций и мостов, факультет гражданского строительства, Университет Жилины, Universitná
8215/1, 010 26 Жилина, Словакия; jaroslav.odrobinak@uniza.sk (Дж. О.); матус.farbak@uniza.sk (M,
F) 2 Tebrico Ltd., P. O. Хвездослава 8, 010 01 Жилина, Ru
https://www.nbmcw.com/article-report/infrastructure-construction/bridges/innovation-in-bridgescomponents-and-materials.html
Federated Bridge Model -79VDC and 4D Planning
https://www.youtube.com/watch?v=tJCUPsw1qeE&t=21s
Example of VDC and 4D Planning of a Federated Bridge Model. Video produced in Autodesk Navisworks Manage 2021
software
Load-Carrying Capacity of Bailey Bridge in Civil Applications
Jozef Prokop 1,* , Jaroslav Odrobi ˇnák 1 , Matúš Farbák 1 and Vladimír Novotný 2
1 Department of Structures and Bridges, Faculty of Civil Engineering, University of Žilina, Univerzitná 8215/1,
010 26 Žilina, Slovakia; jaroslav.odrobinak@uniza.sk (J.O.); matus.farbak@uniza.sk (M.F.)
2 Tebrico Ltd., P.O. Hviezdoslava 8, 010 01 Žilina, Slovakia; tebrico@tebrico.sk
* Correspondence: jozef.prokop@uniza.sk
Abstract: The paper presents an extensive study aimed to determine the applicability of the demountable
Bailey bridge (BB) system on construction sites or in other temporary conditions while
meeting the regulations for the design and assessment of steel bridges. The analysis is focused on
whether and to what extent the BB system with spans between 12 and 36 m is usable for on-site
freight transport with conventional lorries with a total weight of up to 22–28 tons. At the same time,
the BB system within these spans should be utilized for construction vehicles with a total weight of
up to 32–40 tons. To calculate the load-carrying capacity, spatial numerical models were analysed
using FEM and procedures of actual design codes were utilized. In the case of the main girders,
80
analysis is focused on the out-of-plane stability of their compressed chords. Recommendations for
the use of this bridge system in different arrangements of the main girder and bridge deck are then
summarized and discussed.
Keywords: Bailey bridge; load-carrying capacity; stability; steel bridge; temporary bridge
1. Introduction
Temporary bridge structures were mainly developed for military purposes in the past.
Very often, they also served to ensure rapid access through rural unexplored areas [1,2].
Increasingly, originally military emergency ones are also used for civil purposes (Figure 1),
where their adaptability, low weight, but especially extremely fast erection and almost
immediate usability for traffic are utilized.
Appl. Sci. 2022, 12, 3788. https://doi.org/10.3390/app12083788 www.mdpi.com/journal/applsci
Article
Load‐Carrying Capacity Applications
Jozef Prokop 1,*, Jaroslav Odrobiňák 1, Matúš Farbák 1 and Vladimír Novotný 2
1 Department of Structures and Bridges, Faculty of Civil Engineering, University of Žilina,
Univerzitná 8215/1, 010 26 Žilina, Slovakia; jaroslav.odrobinak@uniza.sk (J.O.);
matus.farbak
https://www.nbmcw.com/article-report/infrastructure-construction/bridges/innovation-in-bridges-components-andmaterials.html
81
https://www.e-zigurat.com/blog/en/bridge-information-modeling-six-uses-practical-applications/
https://disk.yandex.ru/i/KUEzqFuCqSFd8Q https://disk.yandex.ru/i/GTY89AynEXe4qg
https://disk.yandex.ru/i/Lurl4n918ccjIQ https://disk.yandex.ru/client/disk
https://disk.yandex.ru/i/xcg3cI6eLrdXZA https://disk.yandex.ru/i/MsWc3KW2jAT1vQ
54e6e420c833ec4c6b0ba2d3c2caa6fe5e77
https://ppt-online.org/1247797
54e6e420c833ec4c6b0ba2d3c2caa6fe5e77
https://studylib.ru/doc/6363632/54e6e420c833ec4c6b0ba2d3c2caa6fe5e77
https://mega.nz/file/eHI0WJQZ#ENXIjAgzofeqsg-EnQ1aMwvrhaJ55pPmpFes2Akqo1A
82
83
84
85
86
По вопросу внедрения изобретения «Армейский сборно-разборный
надвижной быстро возводимый железнодорожный мост» считаем
целесообразным обратиться в Министерство обороны Российской
Федерации с целью рассмотрения возможности открытия опытноконструкторской работы по данной тематике
МИНИСТЕРСТВО ПРОМЫШЛЕННОСТИ И ТОРГОВЛИ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ
(МИНПРОМТОРГ РОССИИ)
Пресненская наб., д. 10, стр. 2, г. Москва, 125039
Мажиеву Х.Н.
89219626778@mail.ru
Тел. (495) 539-21-66 Факс (495) 547-87-83 http://www.minpromtorg.gov.ru
от
19.10.2022 № ПГ-16-11925
87
На №
Уважаемый Хасан Нажоевич!
Департамент промышленности обычных вооружений, боеприпасов и спецхимии
Министерства промышленности и торговли Российской Федерации рассмотрел в рамках
своей компетенции Ваше обращение, представленное письмом Управления Президента
Российской Федерации по работе с обращениями граждан и организаций от 03.10.2022 №
А26-09-109432131-СО1, и сообщает.
По вопросу внедрения изобретения «Армейский сборноразборный надвижной быстро возводимый железнодорожный
мост» считаем целесообразным обратиться в Министерство
обороны Российской Федерации с целью рассмотрения
возможности открытия опытно-конструкторской работы по данной
тематике.
Одновременно сообщаем, что в целях практической реализации инвестиционных проектов
в настоящее время созданы и действуют различные федеральные и региональные
инвестиционные фонды и иные структуры, которые призваны осуществлять поддержку
авторов в практической реализации их разработок:
- Фонд перспективных исследований, целью деятельности которого является содействие
осуществлению научных исследований и разработок в интересах обороны страны и
безопасности государства, связанных с высокой степенью риска достижения
качественно новых результатов в военно-технической, технологической и социальноэкономической сферах, разработки
и создания инновационных технологий и производства
88
высокотехнологичной продукции военного, специального и двойного назначения (более
подробную информацию можно получить по ссылке www.fpi.gov.ru).
- Фонд развития промышленности, который способствует повышению доступности
займов для финансирования производственно-технологических проектов и создания новых
производств на базе принципов наилучших доступных технологий (более подробную
информацию можно получить по ссылке www.frprf.ru).
- Корпорацию МСП, которая осуществляет свою деятельность в качестве института
развития в сфере малого и среднего предпринимательства (МСП) в целях координации
оказания субъектам МСП поддержки, предусмотренной Федеральным законом от 24 июля
2007 г. № 209-ФЗ «О развитии малого и среднего предпринимательства в Российской
Федерации» (более подробную информацию можно получить по ссылке www.corpmsp.ru).
- Фонд «Сколково», миссия которого поддерживать стартапы сообщества и
технологические предпринимательства, содействовать развитию участников на российском
и международных рынках (более подробную информацию можно получить по ссылке
https://sk.ru/).
1М6ЬИоЗлинник электронного документа, подписанного ЭП, хранился в системе
электронного документооборота С руЖбНИИ^истерства промышленности и торговли
Российской Федерации.
А.Г. Конуров
СВЕДЕНИЯ О СЕРТИФИКАТЕ ЭП
Заместитель директора Департ промышленности обычных во боеприпасов и спецхимии
Исп. Гуменников О.М.
89
Тел. (495) 870-29-21 доб. 2-16-24
Сертификат: 07D20E277D7B3F935EDF07CCDF1587E3 Кому выдан: КОНУРОВ АНДРЕЙ
ГЕННАДЬЕВИЧ Действителен: с 06.06.2022 до 30.08.2023
90
91
92
93
Гибридная FRP АЛЮМИНИЙ космическая система структуры связки была разработана
(предназначена) как модульный чрезвычайный мост с промежутком 12 м.
Мост имеет легкий вес только приблизительно 1.2 тоннами и содержит 8 структурных единиц,
которые составлены из алюминиевой палубы моста, поддержанной FRP trussed члены и связаны
мужскими кувшинами и женскими челюстями, основанными на пред сжатая связь зубов (PTTC)
техника.
В бумаге, концептуальный проект моста, собрание структурных единиц и монтажа моста описано
подробно. Чтобы понимать фактическое flexural поведение моста, 4 опытных образец, структурные
единицы были изготовлены и установлены как единственный промежуток просто поддержанная
структура и подвергнуты к изгибу с четырьмя пунктами, загружающему испытание. Структурные
вычислительные модели, включая два FE модели и упрощенная аналитическая плоская модель, были
построены и утверждены экспериментальными результатами. Результаты указали, что (1) экземпляр
показал линейное поведение под " окончательное государство(состояние) предела " загружающий
уровень, и и сила, и неподвижность удовлетворила требования проекта; (2) палуба моста показала
неожиданное сложное распределение напряжения, которое отличается от такового аналогичной
структуры; и (3) " луч - grillage " FE модель и упрощенная аналитическая плоская модель обеспечил
эффективные методы вычисления для предложенного моста.
94
95
96
97
98
99
100
101
102
103
104
105
106
107
108
109
110
111
112
113
114
115
116
117
118
119
Composite Truss Bridge Decks
Joao Pedro Ribeiro Braz *
Institute Superior Tecnico, TULisbon, Portugal
Abstract
An experimental investigation was carried out in the aim to understand the behavior of a bridge deck consisting of a three- dimensional steel truss made composite with a concrete slab. This investigation consisted in constructing a
test specimen and loading it to collapse by means of a static load control test.
A moment curvature analysis was performed in order to predict the ultimate capacity of the system. A relative good precision was achieved for the ultimate flexural capacity of the negative moment zones, as for the global vertical
displacements. However, the structural system didn't maintain both strength and ductility up to the end of the test, due to local failure modes verified in several critical zones.
The results of this investigation contributed to a better understanding of the structural critical conditions related to this new deck typology.
Keywords:
Composite
bridge;
Space
truss;
120
*
e-mail: joaopedrobraz@gmail.com
Circular
hollow
section;
Bending
moment;
Curvature.
1. Introduction
Aesthetics and environmental integration are nowadays
key parameters for most of the bridge designers. The
demands related to visual and noise impact and
considerations for traffic maintenance during construction are
aspects that may be explored when choosing between a
concrete and a composite solution, both acceptable in
structural and functional terms. However, the possible
advantages of composite bridges must be explored together
with the deck typology and the erection scheme, in order to
face the competitiveness of concrete solutions [1].
In recent times, the use of composite trusses, mainly
adopting tubular members has been increasing in bridge
design due to:
1. Aesthetical qualities related to lightness and
transparency;
2. Adaptability to functionality conditions, namely in double
decks for highway and railway traffic [2];
3. Developments in cutting and welding technologies;
4. Increases of the use of high strength steels and
lightweight concrete [3].
The aim of this paper is to contribute for the study of
composite truss bridge decks, mainly regarding its structural
behavior. A loading test performed at a scale model of a
composite truss bridge deck will be described. Some brief
design cases using this deck typology will also be presented.
2. Composite Truss Decks
Some examples of composite bridge decks, in which the
main supporting structure is made from a steel truss, are
presented in this section.
The innovative design of the Lully viaduct results in a
light and transparent structure made of a triangular crosssection fabricated entirely from unstiffened circular hollow
sections. Each twin space truss as a typical span of 42.75m
and a slenderness L/H of approximately 13. The cross-section
is 2.9 m high and 12.0 m wide and is supported by a single
slender pier. The largest diameters and thickness of the tubes
121
are 500 mm and nearly 70 mm respectively. One of the major
difficulties was related to the design of the complex KK joint
connections between the chords and diagonals, mostly
regarding fatigue verifications. Therefore, geometry
calculations, computed guided cutting and edge
preparation of the tubes were necessary in order to perform
fully penetration welds [4].
The steel truss was assembled from ground level by
crane trucks with a building speed of one full span every
two weeks. Concrete pumping moved at the same speed as
the truss erection with use of mobile formwork. Every
stage corresponded to half a span and took one week long.
Fig. 1 - The Lully Viaduct, Switzerland.
SOme bridge designers have chosen to use cast steel
joints for connecting tubular elements. Although less
efficient from an economic point of view, the casting
process allows an optimal design of the joint according to
the flow of internal forces, which can lead to an alternative
solution [5].
Cast steel joints were applied at the Nesenbachtal
Bridge, shown on Fig. 2. With a total length of 151 m and
a main span of 49.5 m, the bridge structure is made
entirely from tubular elements made, including the piles.
The tubes diameter varies between 193.7 mm and 323.9
mm. The diagonals connect directly to the concrete slab by
"saw-tooth" connections, due to the absence of upper
chords.
Fig. 3 - The Roise Bridge, France.
Fig. 2 - The Nesenbachtal Bridge, Germany.
The bridge o ve r the Roize region is considered by many
bridge designs as a benchmarking reference due to its
innovating structural concept. The composite truss bridge
deck, of the authorship of Jean Muller, follows a remarkable
modular concept. Each steel module is formed
by four tubular diagonals made of steel plates connected
by t-butt welds, a 4 m length bottom chord segment with
irregular hexagonal shape and an I-shaped plate girder
with welded shear studs to provide composite action. The
bridge forms a continuous beam system with a span
distribution of 36 m, 40 m and 36 m. The bridge deck crosssection is 2,38 m high and 12,20 m wide. In order to
considerably reduce the steel elements thickness, external
longitudinal prestress tendons were
adopted. The concrete deck was also constructed using
prefabricated slabs of high performance concrete, which
helped to reduce the selfweight of the superstructure [6].
122
3. Experimental Investigation
For the present thesis, a test specimen consisting of
a scale model of a composite truss bridge deck was set
up and tested to collapse. This section of the paper
provides a summary of the experimental procedures that
were accomplished at the university's laboratory.
3.1. Description of the Test Specimen
As shown in Fig. 4, the test specimen was a global
isostatic beam system, with a middle span of 6 m and a
cantilever span of 1,5 m. The specimen was a space
truss formed by steel circular hollow sections (CHS)
connected to a concrete slab with width and thickness
of 1100 mm and 70 mm respectively. The longitudinal
reinforcement in each face of the slab consisted of #5 bars
spaced of 100 mm. Two rows of shear studs spaced at
approximately 180 mm were welded to both top chords, in
order to provide composite behavior.
All the connections between the continuous chords and
the diagonal members were welded connections made on
site, avoiding the use of stiffener elements. The top chords
were also connected to lateral brace members. The
dimensions of the main steel elements are shown in Fig. 4.
The geometry of the inferior KK
joints between the diagonals and the bottom chord is
also presented.
123
Fig. 4 - Specimen longitudinal shceme, cross-section and inferior KK joint geometry (mm).
3.2. Fabrication of the Test Specimen
4. The concrete slab was manually leveled.
The described steel truss had been previously assembled in
the extent of another academic investigation. Therefore, only
the construction of the concrete slab is covered in the present
work.
The construction of the composite truss proceeded as
follows:
1. The steel structure was lifted and positioned over the
concrete supports.
2. The wood formwork was set up and the steel
reinforcement assembled.
3. The slab was concreted in-situ with no use of
temporary shores.
124
3.3. Material Properties
Material testing was performed to determine the actual
material properties.
Tension tests were performed on the steel tubes and #5
reinforcement bars. Fig. 5 shows the results of these tests.
Concrete for the slab was provided by a local readymix supplier. The 28-day compressive strength of the
concrete was 38.4 N/mm2 while, at the time of the load
tests, the compressive strength was 48.1 N/mm2, as
determined by material testing.
800
700
Bottom
Chord
Upper
Chords
Diagonals
600
Reinforcement bars
500
400
300
200
1 00
0
10 15 20 Displacement
(mm)
Fig . 5 - Stress-displacement relationship from material testing.
3.4. Instrumentation Plan
During the load tests, strains and deflections were
measured at various locations along the structure. Strains
were measured using resistive foil strain gauges while
vertical displacements were monitored by linear
displacement potentiometers located under the load
application points. All the instruments were attached to a
data-acquisition system controlled by a personal computer.
Fig. 6 shows the locations were strains were measured at the
intermediate support section.
125
Figure 7 shows the test specimen and loading scheme
prior to testing. Roller-type supports made of steel bars were
used to allow free rotation and translation in the horizontal
direction. Two hydraulic jacks were assembled for loading of
the test specimen. Each jack was connected to an individual
pumping station, which allowed the application of two
independent loads. The correct distribution of loading was
achieved using a spreader steel beam placed on the top of the
slab. Load incrementation was applied manually at both
stations.
The specimen was loaded incrementally at both loading
points until a loading value corresponding to the ultimate
moment resistance of the support section was achieved. After
that, loading at the cantilever end was fixed and incrementing
of middle span loading was resumed. Loading at middle span
was interrupted when the collapse of the structure is
observed.
Figure 8 illustrates the corresponding shear force and
bending moment diagrams, due to the planned loading
fixture.
Fig. 7 - Test set-up and loading fixture.
126
4. Numerical Analysis
Prior to the loading of the test specimen, a numerical
analysis was performed to estimate the flexural capacity of
cross sections, as well as to predict the vertical
displacements of the structural system.
4.1. Moment Curvature Analysis
The purpose of the moment-curvature analysis was to
calculate the ultimate moment resistance of the cross
sections and to obtain an approximation for some expected
behaviors, such as cracking of the concrete slabs and
plastification of the steel chords. For purpose of
calculation, simplifications were made in the geometry of
the CHS members. Slippage between the steel tubes and
the concrete slab was not considered.
A numeric program was developed to perform moment
curvature analysis for the composite section. The
following provides a brief description of the program steps
and main assumptions:
1. The cross section is divided into a number of layers,
each one corresponding to a particular material, as
shown in Fig. 9.
2. An applied moment is selected.
3. A curvature is selected, for which the resistance
moment will be calculated.
4. A depth to the neutral axis is selected.
5. The strain at each layer is calculated, assuming a linear
strain distribution.
6. The stress at each layer is calculated, on the basis of the
appropriate constitutive relationship for each material.
Fig. 8 - Loading scheme and corresponding stresses.
7. The stresses are integrated to obtain the net force of the
section.
127
4.2. Structure Displacements
8. The resistance moment is calculated from the
stresses
9. The equilibrium equations for pure bending are resolved:
NEd=NRd=0; MEd-MRd=0.
10. If equilibrium is not satisfied, steps 3 through 9 are
iterated.
The structure vertical displacements were predicted using
the known theorem of virtual works:
r1—V—
8=
J
R
I — M + --Vdx
(1)
AG
where the shear area is calculated according to the
"equivalent web area" for a Warren-type truss beam.
For eq. (1), inelastic bending strains (curvatures 1/R)
are included, while shear strains were considered as
elastic
only.
Fig. 9 - Discretization of cross section for numerical analysis.
. ----------------- ^ ---------------------------
The material models for the
steel
tubes
and
the
reinforcing bars were input as bi-linear stress-strain
relationships as defined in EC3 [7].
As for the concrete, different mechanical behaviors
were considered, according to the nature of the stresses.
Therefore, strain-hardening and strain-softening relationships were established
when subject to
compressive stresses [8]. The "Tension-stiffening effect" was not considered for
purposes of
simplification.
Figures 10 and 11 show the moment-curvature diagrams obtained from the iterative
method previously described.
0
0
0
'0
0
£
s
300 250
s1200
0
Й 150
0
100 50
5
0
0
128
^к
ж\
ncrete crushi
Chord yielding
0,E+00 2,E-05 4,E-05 6,E-05 8,E-05 Fig.
ng
^^ Cc
10 - Moment-curvature diagram for positive bending
moments.
5.1. Load-Deflection Data
ф
/
0
^— Chord yielding
/
f
5. Experimental Results
The following section provides general observations made through the
experimental tests and the numerical results obtained.
Figures 12 and 13 show the load-deflection curves obtained from the loading test.
As may be seen in Fig. 12, the load-displacement response of the end section is
nearly linear until a deflection of 14 mm was reached, which corresponded to an
applied load of approximately 120 kN. This
results match with the numerical analysis, since the
predicted load value for the yielding of the bottom chord was 127 kN. Further
indication of the yielding of the bottom chord is given by the strain data analysis.
After this level, the system stiffness decreased significantly until the ultimate load of
167 kN is reached with a maximum observed deflection of 44 mm at the end section.
The graph in Fig. 13 shows a linear response for the midspan section during the
increment of both loads. After reaching the maximum load applied at the cantilever,
the increase of deflections is observed due to the transfer of stress to the positive
moment region. However, the structural system reached collapse before the midspan
section could reach a level close to his
maximum bending capacity. Therefore, the ultimate load for positive moment region
could not be obtained. It was observed a maximum deflection of 33 mm at
midspan
section.
0,E+00 4,E-06 8,E-06 1,E-05 2,E-05 2,E-05 1/R
Fig. 11 - Moment-curvature diagram for negative bending moments.
129
Displacement [mm] Fig.12
Fig. 14 - Chord shear failure next to intermediate support.
- Load-displacement results for the end section.
130
Fig. 15 -Buckling of compressed diagonals.
Displacement [mm]
Fig. 13 - Load-displacement results for middle span section.
5.2. Failure Modes
The cracking of the concrete slab occurred for an applied load
of 42 kN, close to the theoretical cracking load of 50 kN
obtained from the numerical analysis.
131
The system collapse occurred for cantilever and
midspan loads of 167 kN and 235 kN respectively, for
which the support section reached his ultimate flexure
capacity with rupture of the longitudinal reinforcement.
The support section couldn't achieve the required ductility
behavior since the local failure modes observed at the steel truss
prevented the stress redistribution to the midspan zone. The
system was therefore unloaded at this point, due to the drop in
applied loads.
The local failure mode corresponded to the shear failure of
the bottom chord at the KK-shaped joint closest to the
intermediate support, together with the buckling of the
compressed diagonals, as shown in Figures 14 and 15.
It is important to notice that failure of the weld roots was not
observed in any location of the structure.
5.3. Strain Data
Figures 16 to 19 show the strain results monitored at different
locations of the test specimen.
Figure 16, corresponding to the strains installed at the bottom
and top of the lower chord located at the midspan, shows that the
strain profile is highly linear in this region. This indicates that it
would have been possible to engage significant deflection at the
midspan section after the yielding of the lower chord, due to the
considerable displacements obtained from elastic behavior.
As seen in Fig. 17, concrete cracking in negative moments
region occurred for an applied load of 42 kN, which corresponds
considerably to the estimated values since the cracking load, was
calculated as 50 kN. The same graph shows the lack of ductility
of the reinforcement bars due to the sudden interruption of the
load-strain curve for the ultimate load of P2=235 kN.
132
As seen in Fig. 18, the bottom chord in negative region has
shown a linear behavior until an applied load of
approximately 95 kN was achieved, resulting in an increase
of the slope of the load-strain curve. Although showing a
ductility behavior after the yielding of the most distanced
fiber, the section reached complete plastification before the
maximum applied load was reached. Analytic results show
that, for a load case of P1=167 kN; P2=235kN, the bottom
chord reaches a corresponding compressive force of 453 kN,
very close to the NPLRd value.
Figure 19 shows the strain data measured at four diagonals
of the space truss, each reading corresponding to one
element. Results indicate a linear load-strain relation for the
compressed diagonals for applied loads within P2=167 kN
(maximum load applied at the cantilever). Readings show a
first change in the graph's slope due to the interruption of
loading at the cantilever. A second slope change for P 2=210
kN suggests that these elements began to respond in postcritical behavior from this point forward. Analytical results
show a maximum compressive strength of 85 kN at the
diagonals for an applied load of 167 kN, very close to the
design buckling resistance, matching with the test
results.
5
"O
о-
2
8
0
240
\
2
10
10
10
80
40
-16000 -14000 -12000 -10000 -8000 -6000 -4000 -2000 0 micro-Strain [x10E-6]
\
6. Conclusions
80
40
0
200 400 600 800 1000 1200 1400
micro-Strain [x10E-6]
Fig. 16 - Strain data in the reinforcement bars at the support
region.
133
Fig. 17 - Strain data in the bottom chord at the support region. 0
Composite truss bridges stand out mainly for their
aesthetic qualities and innovating design, which make
them competitive when facing traditional solutions.
The present work tries to give a contribution to the
study of composite truss decks regarding the structural
response to the ultimate limit states.
Moment curvature analysis showed a good prediction for
Mcracking and for the ultimate flexural capacity at the support
region as for the vertical structural displacements, mainly during
elastic regime.
All the welds between tubular elements showed good
resistance during the load test. No failures at the weld roots were
observed.
280
Longitudinal reinforcement was clearly insufficient to allow a
full redistribution of bending moments, since unpredicted local
failure modes occurred during the load test, preventing the
midspan
region
from
0 200 400 600 800 1300 1200 1400
Fig. 18 - Strain data in the bottom chord at the midspan region.
ПАГ1
5
"O
о
-
-1700 -1300 -900 -500 -100 300 700 1100 1500
Fig. 19 -Strain data at the diagonals.
134
reaching higher solicitations. Furthermore, test results showed
that tubular diagonals responded at post-critical regime, which
was later confirmed by strain data analysis.
To achieve a good ductility performance, verifications must
be made regarding not only to the global structural behavior but
also possible local failure mechanisms located at the truss joints.
more accurate calculations can be made by means of
non-linear pushover static analysis, available in the
software.
Calculations were carried out by the structural
analysis software SAP2000, developed at Harvard
University.
[3] Cruz, Paulo; Reis, A. J. - "Pontes com tabuleiros misto ajo- betao:
utilizajao de betoes leves de alto desempenho", 3° Encontro de
Construjao Metalica e Mista, Aveiro, 2001.
Appendix A - Analytical Model of the Structure
With purpose of comparing with the test results, elastic
analyses were carried out with a 3D model of the structure, as
presented in Fig. 20.
The steel truss was modeled with frame elements with no
torsional resistance and the concreted slab with four- node shell
elements. The frame and shell elements were connected by rigid
links because the model was assumed to behave as full
interaction. The steel truss frame elements were connected by
stiffened joints in order to account for the secondary stresses at
the tubes, due to local bending. Cracked analysis was made by
simply discarding the corresponding shell elements. However,
135
[4] Dauner, Hans G.; Decorges, G.; Oribasi, A.; Wery, D. - "The Lully
Viaduct, a Composite Bridge with Steel Tube Truss", Journal of
Constructional Steel Research, Paper 55, 1998.
[5] Kuhlmann, Ulrike; GUnter, Hans-Peter - "Welded circular hollow
section (CHS) joints in bridges", Proceedings of the 10th International
Symposium of Tubular Structures, Madrid, 2003.
[6] Montens, Serge; Causse, Gilles; Bouchon, Pascal - "Le pont
experimental sur la Roize", Bulletin Ponts Metalliques, N° 15, France,
1992.
[7] Eurocode 3 - Design of steel structures - Part 1-1:General rules and
rules for buildings", EN 1993-1-1, European Committee for
Standardization, Brussels, 2005.
[8] Pedro, Jose Oliveira - "Pontes atirantadas mistas: estudo do
comportamento estrutural", Tese de Doutoramento em Engenharia
Civil, IST, Lisboa, 2007.
Fig. 20 - Analytical model of the test specimen.
References
[1] Reis, A.J. - "Bridge decks: composite systems for improved aesthetics and environmental impact", Composite Bridges: State of the Art in Technology and Analysis, Proceedings of the 3rd International Meeting, Colegio de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos,
Madrid, 2001.
[2] Reis, A.J. - "Steel concrete composite bridges: options and design issues", 7th International Conference on Steel Bridges, Guimaraes, Portugal, 2008.
ResearchGate
See discussions, stats, and author profiles for this publication at:
https://www.researchgate.net/publication/270919988
Flexural properties of a lightweight hybrid FRP-aluminum modular space truss bridge system
Article in Composite Structures ? February 2014
DOI: 10.1016/j.compstruct.2013.09.058
CITATIONS
79
READS
9,638
136
6 authors, including:
DongdongZhang Army Engineering University of PLA
43 PUBLICATIONS 372 CITATIONS
Yaxin Huang
Beijing University of Technology
17 PUBLICATIONS 296 CITATIONS
tM5
SEE PROFILE
SEE PROFILE
®
®
Fei Li
25 PUBLICATIONS 229 CITATIONS
Hao-sen Chen
Beijing Institute of Technology
107 PUBLICATIONS 2,594 CITATIONS
SEE PROFILE
Some of the authors of this publication are also working on these related projects:
'roject Nonaqueous Aluminium Batteries and Integrated Systems View project
fatigue of frp composite structure View project
137
All content following this page was uploaded by Dongdong Zhang on 04 November 2018.
SEE PROFILE
The user has requested enhancement of the downloaded file.
Contents lists available at ScienceDirect
Composite Structures
journal homepage: www.elsevier.com/locate/compstruct
Flexural properties of a lightweight hybrid FRP-aluminum modular space truss bridge system
Dongdong Zhang a, Qilin Zhaoa'1, Yaxin Huanga, Fei Lib, Haosen Chena, Dasheng Miaoa
ABSTRACT
a College of Field Engineering, PLA University of Science and Technology, Nanjing 210007, China b
Institute of Logistics Engineering of PLA, Chongqing 400000, China
ARTICLE INFO
A hybrid FRP-aluminum space truss structure system was designed as a modular emergency bridge with a
span of 12 m. The bridge has a light weight of only approximately 1.2 tons and contains 8 structural units,
which are composed of an aluminum bridge deck supported by FRP trussed members and connected by male
jugs and female jaws based on the pre-tightened teeth connection (PTTC) technique. In the paper, the
conceptual design of the bridge, assembly of structural units and bridge erection are described in detail. To
understand the actual flexural behavior of the bridge, 4 prototype structural units were fabricated and
mounted as a single-span simply supported structure and subjected to the four-point bending loading test.
Structural computational models, including two FE models and a simplified analytical planar model, were
constructed and validated by the experimental results. The results indicated that (1) the specimen displayed
linear behavior under the ultimate-limit-state
loading level, and both the strength and stiffness satisfied the
138
design requirements; (2) the bridge deck exhibited an unexpected complex strain distribution, which is
different from that of the analogous structure; and (3) the "beam-grillage" FE model and simplified
analytical planar model provided effective calculation methods for the proposed bridge.
Article history:
Available online 11 October 2013
Keywords:
Space truss bridge
FRP
Pre-tightened teeth connection (PTTC)
Experimentation
Finite element analysis (FEA)
© 2013 Elsevier Ltd. All rights reserved.
1. Introduction
Fiber-reinforced polymer (FRP) materials are notably attractive for structural applications due to their
excellent properties, such as high strength, good corrosion resistance and low self-weight. These materials
have been increasingly used in bridge engineering to both strengthen existing structures [1] and construct
new bridges [2-10]. Among these applications, the construction of bridge decks [2,3], pedestrian bridges
[4,5], and light-traffic vehicular bridges [5-7] have been increasingly promoted in recent years. Heavily
loaded vehicular bridges have also been constructed out of FRP more recently [8-10]. Regarding bridges for
emergency purposes, FRP can also be used instead of conventional concrete or steel materials [11,12] to
satisfy their primary requirements: lightweight for transport facilities, modular feasibility, and faster
construction.
0263-8223/$ - see front matter © 2013 Elsevier Ltd. All rights reserved.
http://dx.doi.org/10.1016/j.compstruct.2013.09.058
The unidirectional FRP materials possess an excellent material strength due to their high directionality. If
these FRP materials are applied in a structural form in which each member is mainly subjected to axial
loading, the advantages of both the materials
and the structure will be greatly extended. The plane truss is
139
such a structural form, and it allows the materials strength to be directed along the load transfer path. The
high strength of FRP materials is fully utilized in these plane truss structures, achieving weight reduction. In
addition, their inherent lack of material stiffness can be compensated by the enhancement of stiffness at the
structural level. A plane truss was applied in a two-span all-composite FRP pedestrian bridge, which is
composed of various pultruded GFRP profiles bolted or bonded with one another [13]. A GFRP truss-like
structure for dis- mountable bridges with a maximum span of 30 m was designed, where the bridge structure
is composed of a deck supported by two pairs of prestressed trussed beams [14]. The adoption of trussed
beams for the bridge's girder is to ensure an adequate bending stiffness and counterbalance the material
flexibility. At present, a full range of FRP plane truss pedestrian bridges is offered by Strongwell and
Wheeler Lumber Corp. [15].
Compared to the plane truss, the space truss has been accepted as a superior structural form for achieving
large spans due to its unique architectural features. Such a structure is characterized by interconnected
members with a standard sectional shape located in the upper and lower chords and diagonal directions,
where the loads are distributed more evenly in a three-dimensional manner and the global structural stiffness
can be significantly improved relative to planar structures [16]. These advantages can also be greatly
expanded if FRP materials are used. The application of FRP materials in space truss structures, especially
for primary load-carrying members, has been increasingly promoted in the past several years. A triangular
cross-section lightweight carbon fiber composite truss has been successfully used in Zeppelin airships [17].
An IsoTruss™ structure was developed using an efficient structural concept [18], and its mechanical
properties have been investigated over many years. A beam-like integral composite truss was designed with a
triangular cross-section and a length of 6 m and subjected to a three-point bending test [19]. An allcomposite space truss unit composed of GFRP profiles joined with a novel connector was tested statically,
and one- and two-dimensional space trusses comprised of these units were investigated numerically [20]. In
these space truss structures, the load transfer paths are mainly along the FRP material members.
However, the application of space trusses in combination with these composite materials has not achieved
the same success in vehicular bridge construction, and researches on the feasibility and mechanical
performance of composite space truss bridges appear to be very few. A 3D truss structure was designed as a
Class 30 (300 kN load capacity) and a single-traffic-lane bridge with a span of 11.6 m by Kostoppulos [21].
This bridge superstructure is comprised of
140two parallel layers formed by one-piece longitudinal box elements
with a hollow square cross section, which are interconnected with box elements of the same geometry and
held together by steel connection joints. The bridge deck is formed by GFRP transverse beam elements of two
different cross sections. The top-wearing layer of the deck is consisted of 12 mm polyester cement. Based on
the proposed design conception, the total weight of the composite bridge is approximately 135 kN, i.e., 1/2 of
its load capacity. It is good evidence of its novelty and illustrates the efficiency of composites in combination
with the space truss structural form. In addition, the proposed bridge can be constructed rapidly due to its
pre-fabricated, ready-to-assemble elements. This previous study contributed much to the application of FRP
materials in heavy-traffic vehicular space truss bridges, albeit with heavy steel connection joints.
In addition to the truss structures above-mentioned, the hybrid structure is another excellent structural
form in terms of making the best use of composite materials. The hybrid bridge structural systems combining
FRP components together with conventional materials have been investigated widely [22-24]. The
advantages of these hybrid bridges include the initial cost effectiveness and the ability to optimize the cross
section based on the respective material properties [25]. For example, a novel hybrid FRP-concrete
structural system was applied to bridge superstructure by Alnah- hal and Aref [25]. It consists of trapezoidal
GFRP cell units surrounded by a GFRP outer shell, combined with a thin layer of concrete placed in the
compression zone of the section. The GFRP material acts as a load carrying constituent and a protective
measure for concrete. Based on the proposed design, the hybrid system takes full advantage of the inherent
and complementary properties of FRP materials and concrete. In addition, it is worth mentioning that a
hybrid structural system was designed as a truss-like beam pedestrian bridge [26]. It is composed of a
concrete deck and three truss girders made of Inorganic Phosphate Cement (IPC) sandwich panels
reinforced by mat and by unidirectional glass fibers. The concrete slab can take up the compressive stresses;
the bending stiffness of the whole structure is increased and the stresses due to concentrated loads can be
distributed all over the structure. The researches indicate that these hybrid bridge structures are durable,
structurally sound and cost effective structural systems.
In this paper, considering the applications of and development represented by existing FRP truss bridges,
the excellent structural form of the space truss and hybrid structure mentioned above, as well as the demand
for lightweight, modular bridges for emergency purposes, a hybrid FRP-aluminum space truss bridge
structure is proposed. This hybrid structure is a two-rut vehicular bridge and is suitable for air-transport and
manual erection by unskilled workers. It was
141 designed as a modular bridge with a span length of 12 m and
consists of 8 triangular truss structural units, which are composed of an aluminum bridge deck and FRP
trussed members and connected by male jugs and female jaws. It should be noted that the bridge deck of the
proposed bridge is welded into other trussed members to form an integer and can be observed as the upper
chord. The proposed space truss bridge structure is different from the analogous space truss structures in
which the deck is detached from the trussed members [27,28]. In addition, the upper and lower chords are
not integral and are connected by pin joints due to its modular characteristic, unlike in the case of the
existing continuous composite triangular space truss [18,19]. To achieve a low weight, HFRP (a hybrid of Eglass fiber, carbon fiber and basalt fiber) and GFRP materials were used for the lower chord and diagonal
web members, respectively, based on a consideration of the stiffness requirements of the whole structure and
cost effectiveness. Moreover, a novel connector with high connection efficiency, known as a pre-tightened
teeth connection (PTTC) structure, was employed for the junction of FRP material tubes or the junction with
aluminum profiles. Based on the proposed design, the total weight of the whole bridge is a mere ~1.2 tons
(only 0.15 tons per unit).
The primary objective of this study was to verify the viability of the proposed hybrid FRP-aluminum space
truss bridge. A description of the bridge structure, including the conceptual design, assembly, and erection, is
first provided. To investigate the structural performance of the bridge, 4 prototype units of the bridge were
preliminarily fabricated and mounted as a single-span simply supported structure. The flexural properties of
this specimen were tested under the four-point bending loading condition, and the characteristic structural
responses were identified. The corresponding numerical analysis based on two bridge deck FE models was
performed and validated by the experimental results. In addition, the space truss was simplified as a plane
truss analytical model and solved to obtain a multi-comparison with the numerical solution and experimental
result for the internal axial forces of FRP trussed members. The results contribute a valuable approach to
investigations of this type of bridge.
2. Description of the structure
2.1. Structural conceptual design
For emergency purposes, especially in mountainous areas, a structurally sound lightweight space truss
bridge with a modular structure is desirable. The space truss bridge is intended to be erected and dismantled
manually with individual structural units, which can be further extended or easily transported and installed
elsewhere. The general code for military 142
bridge design (GJB 1162-91) [29] in China was used as the design
standard. The design requirements are an ability to carry a four-wheel truck weighing 100 kN (LT-10), as
specified in the code. A safety factor of 1.5 was used for the ultimate limit state loading [30]. The admissible
deflection for such a structure is between L/150 and L/100 [29,30], where L is the span length.
A hybrid FRP-aluminum space truss structure was designed as a single-span simply supported one-lane
bridge with a span length of 12 m, which corresponds to a two-rut traffic load. The total width is 3.2 m, and
the clearance between the two ruts is 0.8 m. The two ruts were designed as a triangular cross section with a
1.2-m width and 0.85-m depth, and linked up by transverse braces. Each rut consists of 4 standard structural
units connected by male jugs and female jaws. Each unit has a length of 3 m and consists of
an aluminum deck supported by FRP and aluminum trussed members. The total weight is 12 kN for the entire
bridge and only 1.5 kN per unit. The bridge design concept is presented in Fig. 1.
2.1.1. Bridge deck
On top of the bridge structure is an aluminum bridge deck composed of a thin plate with a thickness of 5
mm and a series of "I" beams. Fig. 2 shows the configuration of the bridge deck and cross sections of all "I"
beams. The "I" beams include 3 main and 2 secondary longitudinal beams as well as 3 main and 2 secondary
cross beams per unit. The thin plate and "I" beams are all welded to an integer structure called an
orthotropic bridge deck. Over the entire bridge, due to its modular character, the thin plate and second
longitudinal beams are not continuous in the axial direction. In addition, the main longitudinal beams of two
adjacent units are only connected by pin joints and do not transfer the bending moment at the connectors.
From another viewpoint, the bridge deck can be approximated as the upper chord of a plane truss. Indeed,
compared to a full FRP composite deck, an aluminum bridge deck can exhibit a better local compressive
property, and the stresses induced by the concentrated wheel load can be distributed over the entire
structure. The wrought aluminum 7A05 was selected and provided by China Southwest Aluminum Co., Ltd.
2.1.2. Trussed members
Circular tube sections are often used for trussed members in space truss structures, and similar profiles
can be found in pultrud- ed FRP shapes. In the proposed space truss bridge, pultruded FRP profiles and
aluminum profiles for structural applications were selected for the trussed members, as shown in Fig. 3.
A pultruded HFRP tube was used for the lower chord members based on the desired stiffness of the overall
structure and cost effectiveness. The HFRP material consists of an admixture of E- glass fiber, carbon fiber
and basalt fiber embedded in an iso143
Thin plate
A
A: Main longitudinal beam; B: Secondary longitudinal beam; C: Main cross beam; D: Secondary cross
beam;
J' 50 '''
B,D
A,C
Cross section of "I" beams
Fig. 2. Configuration of the bridge deck and cross section of "I" beams (dimensions in mm).
phthalic vinyl ester resin and has a longitudinal elastic modulus of 61.6 GPa. The fiber fractions are
approximately 65% per weight, of which approximately 12.07% is glass fiber, 27.14% carbon fiber, 51.6%
basalt fiber, and 9.19% glass fiber rovings and mats.
Fig. 1. Bridge design concept. (a) 3D representation; (b) cross section.
For diagonal web members with a weak impact on the stiffness of the structure, GFRP tubes were selected,
which feature a lower elastic modulus of 31.5 GPa. Vinyl ester resin was selected as their matrix. The fiber
fractions are approximately 71.5% per weight, of which approximately 89.15% is glass fiber and 10.85% is
glass fiber rovings and mats. Indeed, the GFRP profiles for structural applications were designed for both
diagonal web members and vertical web members. However, the wrought aluminum alloy 7A05 was
ultimately selected for the vertical web members due to their
insufficient length (0.95 m) for the adoption of pre-tightened teeth connection (PTTC) described in the
following subsection. This aluminum alloy was chosen mainly because, compared to a lighter aluminum short
tube, there is no significance in weight control for adopting a composite tubular profile in combination with
the proposed aluminum PTTC connectors.
The standard GFRP and HFRP profiles were pultruded at China Nanjing Jinglue FRP Co., Ltd., and cut
into the desired lengths to build the structural units. The composite material properties were tested by the
manufacturer in accordance with Chinese standard test methods of fiber-reinforced plastics composites:
GB/T 14472005 [31] (tensile test), GB/T 144
1448-2005 [32] (compressive test) and GB/T 1450.1 [33] (shear
test). The results are given in Table 1. The wrought aluminum 7A05 was manufactured by China Southwest
Aluminum Co., Ltd., and its mechanical properties were provided by the manufacturer, as presented in Table
1.
2.1.3. Connection
Because of the low connection efficiency attained using conventional composite material connection
techniques for FRP tubes, a pre-tightened teeth connection (PTTC) [34] with high connection efficiency is
employed in this paper to connect the FRP tubes and aluminum profiles of the proposed hybrid bridge
structure.
Internal aluminum tube
Table 1
Mechanical properties of all materials used.
Materials
Strength (MPa)
Modulus of elasticity (GPa)
Poisson's ratio
HFRP GFRP AL alloy
Compress = 620; tensile = Compress = 560; tensile = Compress = 450; tensile =
1650; shear =76 1000; shear = 45 345
E1 = 61.6, E2 = E3 = 8.3; G12 = G13 E1 = 31.5, E2 = E3 = 7.2; G12 = G13 E = 60
= 5.1, G23 = 4.6 = 4.4, G23 = 4.1
V12 = V13 = 0.31, V23 = 0.34 m12 = m13 = 0.28, m23 = 0.33 m = 0.33
The compressive connection efficiency and tensile connection efficiency are 66.3% and 58.4%,
respectively, whereas the maximum connection efficiency available using conventional composite material
connection techniques is only 40% [34]. The pre-tightened teeth connection of composite materials involves
a ring- or stripe- shaped tooth structure grooved at the connection end of composite components and well
matched teeth on the aluminum piece connected
with the composite (Fig. 4). After assembling the external
145
aluminum tube and composite components, the internal aluminum tube is compressed into the composite tube
and the latter will be expanded, because the external diameter of internal aluminum tube is larger than the
internal diameter of the composite tube. In this way, the positive radial stress (normal stress) is exerted onto
the composite teeth. Finally, the external load P is transferred via the shearing stress of the bottom layer of
the composite teeth s and the friction force f at the connection surface (Fig. 5). The capacity to transfer a
large load P is obtained because an interlaminlar shear stress of the extrusion-type unidirectional fiberreinforced composite materials is higher than that of pure resin [35] and the radial compressive stress
enhances the interlaminlar shear strength. More information regarding the pre-tightened teeth connection,
including its load transfer mechanism, can be found in [34].
d+Д
-Composite tube
Composite tube External aluminum tube
Fig. 4. Diagram of the composite tubular connection.
The manufacturing process of such a configuration is as follows. First, some ring- or stripe-shaped teeth
are grooved at the connection end and outside surface of a composite tube by lathe. Second, the external
aluminum tube is cut into the design length, and some corresponding teeth are also grooved at the end and
outside surface of external tube. It is worth mentioning that the teeth on both the composite tube and external
aluminum tube should be well grooved and matched. Third, the composite tube is screwed into the inside of
the external aluminum tube manually. After assembling the external aluminum tube and composite
components, the internal aluminum tube is compressed into the composite tube with the aid of a hydraulic
jack. Finally, all the different tubes are combined into a whole structure and the external load can be
transferred. During the manufacturing process, there is no any bond used between the surfaces of different
tubes.
Metal
if llll t tt f t M t'vComposite
146
Fig. 5. Diagram of the pre-tightened teeth connection.
In the design of the proposed bridge, 7 and 3 spiral teeth were manufactured on both sides of the HFRP
and GFRP tubes, respectively, as demonstrated in Fig. 6. The teeth have a depth of 2 mm and a width of 12
mm for the FRP tubes and corresponding values of 2 mm and 8 mm for external aluminum tubes. The pretight- ened teeth connection is described in Table 2, where the ID and ED represent the internal and external
diameters, respectively, and the D-value is the value of the internal diameter of the composite tube subtracted
from the external diameter of the internal aluminum tube. It is noted that the flange and lugs are set on
HFRP trussed member connection (Fig. 6a), which is mainly used for the connection of HFRP tubes with
other aluminum members.
To obtain the ultimate bearing capacity of the designed pre- tightened teeth connection, 6 coupons (3 for
HFRP and 3 for GFRP) were prepared for the compression tests. Compression tests were conducted on an
electronic universal testing machine (UTM), as shown in Fig. 7. The load limit was the main parameter
recorded in the experiment. It was concluded that the ultimate bearing capacities of the HFRP and GFRP
trussed member connections are 730 kN and 320 kN, respectively, which are much larger than the maximum
internal axial forces (198.53 kN and 76.06 kN, respectively) obtained using a simplified planar model (see
Fig. 24) at a load level of 75 kN in the preliminary design stage.
Based on the pre-tightened teeth connection, the junction of aluminum constructional elements with FRP
trussed profiles can be easily realized. Welding technology was used for the junctions of aluminum profiles
and HFRP/GFRP tubes where the stresses are relatively small; whereas a flange joint was used for HFRP
tubes with male jugs or female jaws, where the stresses are much larger. The details of the different junctions
are presented in Fig. 8. It is noted that 3 spiral teeth were used with a depth of 2 mm to restrain the sliding of
the connection C-6 along the lower chord member. The joints of two structural units are created by male jugs
and female jaws, which are fixed using a flanged connection with 8 high-stress bolts for the lower chord
member (C-5, C-7) and a rivet connection with 15 rivets for the main longitudinal "I" beams (C-1, C-3).
2.2. Assembly of structural units and bridge erection
The fabrication was conducted at China Harzone Industry Co., Ltd. The assembly of these structural units
was performed in a moulding bed prefabricated according to the proto-dimensions of the structure (Fig. 9). It
should be noted that all the constructional147elements, including the trussed members, thin plate, "I" beams,
and diverse aluminum aided joint panels (for the connection of the main load-carrying members), were
produced with regular and accurate geometries.
The assembly process of the structural units with these constructional elements is as follows. First, the
aluminum thin plate was placed on top of the moulding bed in a suitable position. All the "I" beams were then
placed on and welded into the thin plate with a weld bead of 50 mm and an interval of 30 mm. It is worth
mentioning that the bridge deck should be subsequently redressed to remove the deformation caused by the
high temperature while welding. In this way, the trussed members can be positioned and fixed with the design
length, and thus the inaccuracy during the assembly process was reduced. Second, based on the redressed
bridge deck, the trussed members were accurately positioned and fixed by either the moulding bed or point
welding. Line welding was then performed at each point weld and other joint positions for the structural unit;
as a result, all the main trussed members were constructed as a whole body with the bridge deck. Finally, a
borehole operation was carried out to align the holes located at the connectors in a straight line, which is
essential for the exact end-to-end joint for two adjacent units. During the assembly process, great attention
should be paid to making sure that the weld strength is adequate and the assembly inaccuracy is minimal.
Overall, the assembly process was neither complicated nor time- consuming (approximately 1.5 days per
unit). In the study, 4 structural units were assembled for the experiment in Section 3.
At the erection stage, four pins were employed for the connection of every two structural units: three for the
main longitudinal "I" beams and one for the lower chord members, as shown in Fig. 10. The erection of 4
structural units was expected to be conducted manually and one-by-one with the aid of bed timbers or
auxiliary means, as each unit weighs only 1.5 kN. This erection process was convenient and fast (taking only
approximately 45 min).
The erection described above, which can be considered as "modular" because it consists of pre-fabricated
structural units, is intended to be applied to the whole two-rut bridge. In addition, the transportation of the
bridge can be easily implemented by car or by helicopter or other means due to its low weight.
3. Experimental investigation
The main objective of the experimental investigation is to study the flexural performance of the proposed
hybrid FRP-aluminum space truss bridge and validate the FEA in the subsequent Section 4.
3.1. Specimen and test setup
148
Fig. 6. Cutaway illustration of the composite tubular connection for (a) HFRP trussed members and (b)
GFRP trussed members.
As a trial case, 4 pre-fabricated structural units of the prototype bridge were mounted as the specimen at
the State Key Laboratory for Disaster Prevention and Mitigation of Explosion and Impact of
China PLA University of Science and Technology, as shown in Fig. 11. The specimen is a single-span simply
supported one-rut structure with a length of 12 m, a width of 1.2 m and a depth of 0.85 m. The other
parameters of the structural units are described above and can be found in Section 2.1. The four-point
bending loading test was performed on this specimen. The corresponding experimental setup for this test is
presented in Fig. 11.
The test was conducted based on a simple setup, and the boundary constraints were simplified to simulate
the simply supported conditions. Two timber beds, which were ready-made and available at the laboratory,
were selected as the supports in consideration of convenience. The test specimen was supported by the bed
timbers at both ends with a support length of 0.305 m for both sides. Steel square pads were placed on bed
timbers to prevent the severe deformation of the supports during loading. To avoid the torsion caused by the
possible lateral inclination of the specimen, the bridge deck was manually adjusted into a horizontal state
before fixation using a level meter set on the top surface of the bridge deck. Next, steel wires were threaded
through the holes of upper pin connectors twice and locked up and then fixed to the floor. In this way, the
lateral constraints were enforced, and substantial lateral deflection and rotation of the specimen can be
prevented.
The design requirements of the bridge are an ability to carry a four-wheel truck weighing 100 kN (LT-10).
In the ultimate limit state loading test, the service load was multiplied by a safety factor of 1.5, i.e., the
applied load level was 150 kN for two ruts. So the load was set as 75 kN for one rut in the experiment. The
load configuration was symmetric to simulate the four-point bending loading. The applied load was 37.5 kN
for each pair of tires on the specimen. The back-axle tire area of the design tandem load was selected as the
loading area with a width of 0.5 m and a length of 0.25 m, as specified in the code (GJB 1162-91). The
distance between the two loading areas was 3 m, which is equal to the length of a unit. The loading
configuration is presented in Fig. 12.
149
Table 2
Details of the pre-tightened teeth connection for FRP trussed members.
Connector
Number of teeth
Internal AL tube
External AL tube
Composite tube
D-value (mm)
Normal stress (MPa)
ID (mm) ED (mm)
ID (mm) ED (mm)
ID (mm) ED (mm)
HFRP
7
80 88.52
104 120
88 104
0.26
14.5
GFRP
3
55 63.3
76 92
63 76
0.15
150
12.5
As shown in Fig. 12, loads were applied vertically using a spreader beam and transferred to the two
loading areas on the top surface of the bridge deck by a hydraulic jack, which was attached to the
compression transbeam of a counterforce frame. To simulate the tire areas, two same quadrilateral steel
plates with the scaled tire area were attached to the bottom face of the spreader beam. Two circular steel
cushion blocks, with a depth of 5 cm and a diameter of 10 cm, were placed between the spreader beam and
quadrilateral steel plates at each side of loading point to prevent the spreader beam from attaching to the
bridge deck during loading. Cotton fabric was placed between the steel plates and bridge deck to prevent
local bridge deck damage. To measure the applied load, a load cell was positioned between the hydraulic
jack and compression transbeam of the counterforce frame.
3.2. Experimental protocol
The specimen was equipped with dial gauges and strain gauges at various locations to measure the vertical
displacement and strains, respectively. The overall vertical displacement was
measured using 5 dial gauges with a range of 50 mm and output smoothness of 0.01 mm. Meanwhile, the
vertical displacement in mid-span was measured using an electronic displacement meter with a range of 50
mm and an accuracy of 0.01 mm to verify the results recorded by dial gauge D3. Unidirectional strain
gauges were used for strain measurements on both the trussed members and the "I" beams. The load P
applied by a hydraulic jack was controlled manually and registered by a load cell. The data recorded by the
strain gauges, load cell, and electronic displacement meter were recorded synchronously by the static strain
indicator data acquisition system connected to a computer. The instrumentation layout for the four-point
bending loading test is shown in Fig. 13.
Two loading steps were applied: from 0 kN to 56 kN with an interval of 4.0 kN in the first step, and then
from 56 kN to 75 kN with an interval of 2.0 kN in the second step. In each load level, the loading paused for
approximately 8 s, after which the dial gauge measurements had stabilized and were recorded. When the
maximum load was approaching 75 kN, the loading was halted. It is worth mentioning that, before the
proposed loading and measurement implemented, a loading and unloading process (0-30 kN and then 30-0
kN) was conducted and then repeated three times to minimize the possible interstice of the structure induced
by manufacturing inaccuracies. In this way,
151 the ultimate measured displacement is as close as possible to the
actual elastic deflection.
3.3. Experimental results and discussion
3.3.1. Overall displacement
The most important parameter measured during the test was the vertical displacement of the specimen,
especially under the ultimate limit state loading considering of the requirement of the guidelines for the
maximum permissible deformation. This measurement was also necessary to derive to some conclusions
about the validity of the numerical model.
Fig. 9. Assembly of the structural unit with the moulding bed.
Fig. 10. Junctions of two adjacent structural units with pins.
Fig. 11. Single-span simply supported structure and its four-point bending loading test setup.
The deflection of the lower chord members recorded by 5 dial gauges is presented in Fig. 14, where the
positive vertical axis represents the vertical downward displacement. It is noted that the measured deformed
shape appears uniform with increasing applied load, and the shape was symmetrical about the span center.
The displacement is greatest at the mid-span among the five gauging points at each loading level. In
addition, the vertical displacement measured by dial gauges D1 and D5 gradually increased to maxima of
5.5 mm and 3.7 mm, respectively; in contrast, under the ideal simply supported condition, the displacement
at the two ends would be 0 mm. Visual inspection during the test revealed that the bed timbers at the two ends
deformed when the load was applied. Thus, the measured displacement is equal to the actual displacement of
the bridge model plus the average deflection of the two bed timbers (D1 and D5). To obtain the actual
displacement of the bridge model, the vertical deformation of the bed timbers should be subtracted from the
measured deflection. The maximum vertical displacements of the specimen and bridge model are 53.5 mm
and 48.9 mm, respectively.
4500
1500 , 1500
500 t—l 75kN
250
152
75kN
kN
T
MH
I" 1200 "I
Cross Section
?множив
V
mii.
12000 Elevation
Fig. 12. Four-point bending loading configuration (dimensions in mm).
(a)
Span Length=12000
4500
1,
3000
1,
4500
-1
1
Loading Area
Electronic displacement meter j_ Dial gauge
GN-1
GN-U( ^GN-2
153
GN-2^-^>GN-3
N=1,2 N=3,4,5,6,7,8
Cross section of member N
D1
D2
D3
D4
D5
f520^28" "A
5157
A Bd
,658
4830
(c)
G17-3 G17-2
G18
G19-1 G17-1
Section B-B
G30-3 G30-: i
G29 "r^J—, G27
G30-1 G28-1 G26-1
Section A-A
и
154
I g|GG2^ A
№ i X»
G12-3 G12-2
G13
G14-1 G12-1
G16-3
J16G1
Section C-C
= G25 G24 .—1 1—I G23 G22 = Section D-D
X"
G32 G31
Section E-E
Fig. 13. Instrumentation for the four-point bending loading test (dimensions in mm). (a) Displacement
measurements; (b) strain measurements for trussed members and (c) strain measurements for "I" beams.
The vertical displacement at the mid-span measured by the electronic displacement meter and dial gauge
(D3) are plotted in one figure (see Fig. 15). The two curves are very similar; thus, the measurements from the
5 dial gauges are satisfactorily accurate for the above-mentioned overall change of the deformed shape. The
obtained load-displacement curve is linear with a slope of 1.546 x 106 N/m, which is an indication of the
integral structural stiffness (flexural stiffness) of the proposed hybrid FRP-aluminum space truss bridge. If
the effect of span length is excluded from 155
the flexural stiffness, the bending stiffness (EI) of the structure can
be calculated with a number of 5.088 x 107 N m2.
For the simply supported bridge, the military bridge design code GJB 1162-91 recommends that the
maximum deflection be below L/150 = 80 mm. In this test, the maximum vertical displacement is
50 75 100 125 150 175 200 225 Internal axial forces (kN)
Fig. 16. Measured variation of HFRP trussed member internal axial forces N with increasing applied load P.
5040^
30 4
05
l20
.» 10
0D2 -r 3
6
D4
T
9
12
Fig. 14. Measured variation of the overall vertical displacement with increasing applied load P.
0
80- - 7060g 5005
H 40 4 o
LL ?
3020100
15
Location of dial gauges (m)
156
60
Fig. 17. Measured variation of GFRP trussed member internal axial forces N with increasing applied load P.
Displacement (mm)
Fig. 15. Measured variation of the mid-span vertical displacement with increasing applied load P.
Internal axial forces (kN)
48.9 mm, and the structure is still in the elastic regime at the ultimate limit state loading level. Therefore, the
structure satisfies the admissible deflection limit.
3.3.2. Internal axial forces on HFRP and GFRP trussed members
In the test, no cracking was audible in the loading process. The growth of the internal axial forces N (from
strain measurements) with increasing applied load P in all the measured trussed members is presented in
Figs. 16-18. Under the bending loading condition, the internal axial forces exhibited a nearly linear in the
lower HFRP chord and diagonal GFRP web members (Figs. 16 and 17) but a non-linear variation in the
vertical web members (Fig. 18). It should be noted that the measured internal axial forces were only caused
by the applied load P, not the structure self-weight.
As shown in Fig. 16, the internal axial forces on the lower chord members N1 and N2 have a similar
growth tendency due to their integrality. However, there is a small discrepancy between the two curves, with
the axial internal force of N1 being smaller than that of N2. Indeed, the axial internal force of N1 and N2 are
identical in the ideal structure. This discrepancy is mainly caused by the difference in the junction between
the designed ideal structure (originally as a hinge joint) and the specimen (not actually a hinge
Internal axial forces (kN)
Fig. 18. Measured variation of aluminum trussed member internal axial forces N with increasing applied
load P.
joint, see Fig. 8.C-6). Moreover, it is noted that an abrupt change occurred in the lower chord members
when the applied load was
157
increased up to 24 kN. It is possible that this change was attributed to the initial deformation of the tube
caused by fabrication or assembly. When the internal axial forces reached a certain threshold
(approximately 45 kN in N1 and 50 kN in N2), the HFRP tube was pulled straight, abruptly increasing its
total length and therefore the corresponding strains, as illustrated in Fig. 19.
On the GFRP diagonal web members, the sign and absolute value of the internal axial forces between N5
and N6 are very different from each other. Member N5 was in a compressive state, whereas N6 was in a
tension state; in addition, N5 was subjected to larger internal axial forces than N6, as depicted in Fig. 17.
The differences are mainly due to the configuration of the trussed members during loading. For the
aluminum vertical members, the internal axial forces were expected to be zero based on the design; however,
the measured forces revealed a lack of uniformity, albeit much smaller than that of the lower chord members
and diagonal members (Fig. 18). This discrepancy may be caused by the notably slight incline of the
structure during the loading process. Moreover, the abrupt change in Figs. 17 and 18 can also be attributed
to the aforementioned abrupt change in the internal axial forces on the lower chord members.
Table 3 shows the maximum stresses obtained from the strains at the ultimate limit state loading level along
with the corresponding limit strength of the materials and the critical buckling stress. It is obvious that the
measured tensile stress is much less than their corresponding tensile strength for all the tensile members; in
addition, the measured compressive stress is smaller than the critical buckling stress for compression
members (some diagonal web members). Thus, the actual safety factor is larger than the used safety factor;
the structure satisfies the design requirements. In the table, the critical bucking stress of the GFRP web
members is the overall bucking stress and can be obtained by referring to [36,37]. Visual inspection after the
test revealed no cracking in the exterior surface of trussed members. The lower chord members were only in
a tension state, which is in agreement with the design.
3.3.3. Strain distribution on "I" beams of the bridge deck
Fig. 19 presents the strains at the measured points on "I" beams of the bridge deck at a loading level of 75
kN. It can be observed that the strains are in a tension state on the lower flange of two cross beams and in a
compression state on all the longitudinal beams. The absolute values on cross beams are much smaller than
those on longitudinal beams. The tension state of the cross beams agreed with the expectation. However, the
strains on the longitudinal beams displayed
158 a complex strain distribution, which was unexpected.
The strains on the lower and upper flange and the centroid of area of "I" beams are not equal to each other
at every cross section of the main longitudinal beams (see Fig. 20). In addition, this inequality varies from
section A-A to section C-C, where the strains display an increasing tendency from the lower flange to upper
flange in the A-A section and a decreasing tendency in the B-B and C-C sections. From another perspective,
the beams in the A-A section exhibits downward bending, while those in the B-B and C-C sections exhibit
upward bending; the corresponding deformation of longitudinal beams are therefore predicted to exhibit a
two-region pattern (Fig. 21). Indeed, the longitudinal beams were originally designed as an axial
compressive component, and the measured beams will be in a pure bending region under the four-point
loading condition. Therefore, the strains on the lower and upper flange and centroid of area of "I" beams at
a given cross section will be equal to one another; in addition, the deformation will be similar along the
beam. The unexpected deformation can be attributed to the combination of local bending (caused by the
distribution of the load on the thin plate under the wheel load) with eccentric compression (caused by the
non-axial concentrated force along the connectors) for region 1, which differs from the mainly eccentric
compression for region 2. The non-axial concentrated force along the connectors was strong, and it was
formed by the resistant bending moment during loading and transferred along the pinhole of the connector,
the center line of which does not coincide with the centroid line of the bridge deck (Fig. 21).
In the design, the average strains at every cross section along the main longitudinal beams are generally
considered to be the same under the four-point loading condition, where the main longitudinal beams are all
in a pure bending region and display the same axial compression state. However, Fig. 20 shows that the
average strains measured at every cross section along the main longitudinal beams are unequal and increase
from section A-A to section C-C; and this can be illustrated by Fig. 22a, which was obtained from the "Beamgrillage" numerical model in Section 4. Furthermore, the results showed that the strains on the lower flange
of the secondary longitudinal beams are smaller than that of the main longitudinal beams in the C-C section,
and this discrepancy is much larger than that in the A-A section. This unexpected strain distribution is
different from that of the integral bridge deck, for which the thin plate and secondary longitudinal beams are
continuous and not broken. Indeed, in the integral bridge deck, the strains along all the longitudinal beams
are equal to one another among the main longitudinal beams and the secondary ones.
The aforementioned unexpected deformations
are mainly caused by the discontinuity of the bridge deck,
159
especially the non- continuity of the secondary longitudinal beams. In the test, a large axial concentrated
force is formed along the connectors by the resistant bending moment (Fig. 22a). The stress is first
transferred
Longitudinal Strain (ц) Longitudinal Strain (ц)
Fig. 19. Measured variation of the strains on HFRP trussed members with increasing applied load P. (a) N1
(b) N2.
Table 3
Comparison of the measured axial stress on trussed members with their corresponding strength or the
critical buckling stress.
Trussed members of the proposed bridge HFRP members GFRP members Aluminum members
Measured value (MPa) Tens./comp. Tens./comp. Tens./comp.
82.4/8.1/48.6 1.9/2.1
Tens. strength/comp. strength (MPa) 1650/620 1000/560 345/450
-/Critical buckling stress (MPa) -/- -/114.9 -/235.9
Fig. 20. Measured strain distribution on "I" beams of the bridge deck (u).
Distribute load
Centroid line
Concentrated force
^Deformed shape Undeformed shape
^
Region 1 ^
Region 2
Elevation of longitudinal beam
Fig. 21. Schematic representation of the deformation of the main longitudinal beams.
160
through the segments of the three main longitudinal beams near the connectors, but the segments of the
secondary beams near the mid- span do not bear the large stress at the same time due to their discontinuity,
as indicated by the stress flow on the thin plate in Fig. 22b. In Fig. 22b, the local stress distribution near the
loading area is omitted mainly for the clarity of the stress display on other areas. The concentrated forces
along the connector are mainly distributed along the main longitudinal beams in region 2. However, in
region 1, the secondary beams begin to participate in the loading bearing, along with the main longitudinal
beam. Thus, the discrepancy of the stress near the loading area is smaller than that near the mid-span
between the main longitudinal beams and secondary ones.
According to the characteristics of the strain distribution and the pathway of stress flow, several
recommendations and measures can be obtained for designing and improving the structure, especially the
other 4 units of the other rut: (1) the dimensions of the secondary longitudinal beams can be designed to be
smaller to decrease the weight; (2) the pinholes should be placed in the center of the mass of the bridge deck
to avoid eccentric compression; and (3) the segment of the main longitudinal beams near the connectors
should be locally strengthened due to its high stress level.
(a)
(b)
Comp.
о?
оо
о—0 ш о
Tens.
Region 1 I Region 2
Main one
Secondary one ^
Main one Secondary one Main one
X-Direction
Comp.
оооооо
161
а0
Tens.
Г о c SL
X-Direction
Region 2
Region 1
Fig. 22. Stress schematic diagram of the bridge deck obtained from the ''beam-grillage'' numerical model. (a)
Axial direct stress of the main longitudinal beams; (b) X-stress of the thin plate.
4. Finite element analysis
The aim of finite element analysis (FEA) is to provide a satisfactory numerical model that accurately
predicts such mechanical behaviors as deflection and strain. The numerical analysis was carried out using
the general-purpose finite element analysis software ANSYS. In the following sections, a detailed description
of the FEA of a single unit and the whole structure are presented.
4.1. Single structural unit modeling
4.1.1. Bridge deck
For the modeling of a structural unit, two different FE models were selected to simulate the bridge deck,
referred to as the "beam-shell" and "beam-grillage" models.
(1) "Beam-shell" model
By default, for the modeling of such a bridge deck, the thin plate is simulated with shell element while the
crisscrossing beams are modeled with beam element. So this default modeling method was first selected and
called the "Beam-shell" model in this paper. In this model, the SHELL63 element was selected for the
aluminum thin plate. SHELL63 includes linear shape functions and bending capabilities, and its nodes are
placed in the middle of the element thickness. The stress distribution varies linearly from the bottom to the
top surface of the element. In addition, the distance from the middle surface to the extreme fibers to be used
for stress evaluations can be defined by the
162 input data "CBOT" and "CTOP". The input data "CBOT" and
"CTOP" were set as ''45 mm" and ''50 mm", respectively, because the thin plate was actually located on the
top of the "I" beams. In the FE model, it represented the distance from the centroid of the "I" beams to the
top or bottom surface of the thin plate.
The BEAM188 element with tension-compression and bending capabilities was employed to simulate the
"I" beams. This element is based on Timoshenko beam theory, and the shear deformation effects are
included. It is worth mentioning that, in the real structure, the height of the main longitudinal "I" beam and
cross beams is 100 mm, while that of the secondary longitudinal beams and cross beams is 50 mm. The
centroid of the secondary longitudinal beams as well as the secondary cross beams is higher than that of the
main longitudinal beams and main cross beams, respectively. However, the centroids of all the "I" beams are
initially in the same plane in the FE model. So the command "SECOFFSET" was then used to move the
secondary longitudinal beams and cross beams to the appropriate position for a more accurate solution. A
mesh size of 100 mm was chosen for the thin plate and "I" beams. The corresponding FE model is presented
in Fig. 23a.
(2) "Beam-grillage" model
In the case of a bridge deck composed of a thin plate acting compositely with a series of crisscrossing
beams, if the shearing rigidity is negligible, the structure can be simplified as a model containing only beams
[38]. This modeling method was selected to make a comparison with the default "Beam-shell" model in the
analysis. The model is called the "beam-grillage" model in this paper. In this model, the thin plate is divided
into two parts at the middle of two adjacent longitudinal beams (or cross beams) and merged into
crisscrossing beams to form a single body (Fig. 24). It provides a preferable method to display the
distribution of stresses on longitudinal and cross beams. In the FE model, the BEAM188 element was also
selected to simulate the "I" beams, with the upper flanges expanded in width and equal to the distance
between every two adjacent longitudinal beams (or cross beams).
The thickness of the upper flanges was set as 5 mm, which is equal to that of the aluminum thin plate. These
expanded beams were the same as the "T" beams, for which the other dimensions are equal to the original
ones. A mesh size of 100 mm was chosen for the aluminum "I" beam members. The corresponding FE model
is presented in Fig. 23b.
4.1.2. Trussed members and connectors
The HFRP and GFRP trussed members163
are mainly subjected to only tensile or compressive loading.
Without bending, the 2D truss element Link 8 can be used, but in the real structure, these chord members
may experience shear deformation. Thus, the BEAM188 element was selected to obtain more representative
results for the properties of these members. It is worth mentioning here that for the case of the HFRP and
GFRP trussed members, a linear aniso- tropic material model has to be used because the properties are not
same in all directions. The number of element divisions was set as 10 for these trussed members. The
corresponding FE model of trussed members is presented in Fig. 25.
For the modeling of the connectors located at both sides of the structural units, it is difficult to precisely
simulate this region, because the connector and its conterminous chord members are all modeled using beam
elements. In the FE model, the connectors were simplified as a segment of the corresponding chord members.
The number of element divisions was set as 10 for these connectors. The corresponding FE model of the
connectors is presented in Fig. 25.
One of the most important parameters during the finite element modeling of a structure is the material
modeling. Both aluminum and GFRP/HFRP behave nonlinearly in the higher strain range. However, a linear
FEA can predict the behavior of the hybrid bridge with sufficient accuracy if the strain induced in the
materials is within the linear strain range. The dead weight was not considered in the two FE models. The
total number of elements in the "beam- shell" model was 5952 and 3506 for SHELL63 and BEAM188,
respectively, whereas that in the "beam-grillage" model was 5952 for BEAM188.
4.2. Specimen modeling
The coordinate system was defined with the X-axis parallel to the lower chords, the Y-axis parallel to the
cross beams, and the Z-axis parallel to the structure height. The origin of the coordinate system was at the
node located at one side of the lower chord member. Based on the FE model of a single structural unit, the
FE model of the specimen was obtained by 4 copies in the X-axis direction (Fig. 26). Every two adjacent
units were connected by pin joints described as follows.
In the actual structure, there is one redundant rotation degree of freedom of the pin joints, where the
bending moment should be avoided. The pin joints were also simulated in the FE model (Fig. 26). During the
copying process, four pair nodes were formed at the junction of every two adjacent units. If each pair was
compressed into only one single node, the single node would be subjected to a bending moment, and all its
six freedoms would not be preserved. Thus, the compressing operation was not conducted for these nodes,
and the command "CP" was employed to 164
define a set of coupled degrees of freedom. By coupling the 5 DOFs
(UX, UY, UZ, ROTX and ROTZ) of the two nodes and releasing the rotational DOF of ROTY, the pin joints
were realized effectively.
Appropriate displacement boundary conditions were required as follows: nodes at x = 0, y = 0 and z = 0
were restrained in the x-, y-, and z-directions (pinned condition) and nodes at x = L, y = 0 and z = 0 were
restrained in the y- and z- directions (roller condition). In addition, the nodes at x = 0, z = H, and x = L, z =
H were restrained in the y-direction to avoid lateral deflection. The
b/2 b b
Secondary Longitudinal Beam
Main Longitudinal Beam
(or Cross Beam) (or Cross Beam)
Fig. 24. Simplified schematic diagram of the "beam-grillage" model.
Fig. 25. FE model of trussed members and connectors.
boundary condition is presented in Fig. 26. In the FE model, the corresponding uniformly distributed wheel
load was transformed into point loads acting on each node in the loading area of the bridge deck. The bed
timbers and steel support pads were not modeled. The total number of elements was 46,720 (3506 BEAM188
elements and 5952 SHELL63 elements) in the ''beam- shell'' model and 3506 (BEAM188 elements) in the
''beam-grillage'' model. The FE model of the specimen is shown in Fig. 26.
4.3. Numerical results and comparison with experimental results
4.3.1. Displacement at the mid-span
To obtain the load-displacement curve, numerical simulations were performed with the same FE model but
different loading levels in accordance with the four-point bending loading condition.
The vertical displacements at the mid-span were extracted, and two simulated load-displacement curves were
obtained from the ''beam-shell'' model and ''beam-grillage'' model, as shown in Fig. 27. As shown, the two
curves were similar to each other. The corresponding maximum vertical deflections were 45.9 mm and 45.3
mm for the ''beam-shell'' and ''beam-grillage'' model, respectively. Moreover, the corresponding curve
measured by the dial gauge D3 is also plotted
in Fig. 27.
165
All three curves are linear and are notably close to one another, but with a small difference in slope. The
slopes of the ''beam-grillage'' and ''beam-shell'' curves are 1.634 x 106N/m and 1.655 x 106 N/m,
respectively; whereas that of the measured curve is 1.546 x 106 N/m. The bending stiffness (EI) of the
structure obtained from the ''beam-grillage'' and ''beam-shell'' load-displacement curves are 5.377 x 107Nm2
and 5.448 x 107Nm2, respectively; whereas that obtained from the measured curve is 5.088 x 107 N m2. The
difference of the bending stiffness is about 5.66% between the ''beam-grillage'' numerical value and
experimental result, while that is about 7.06% between the ''beam-shell'' numerical value and experimental
result. The difference is mainly attributed to the dissimilarities in the local structural configuration between
the FE models and actual specimen, e.g., an ideal hinge joint in the FE model and imperfection connectors in
the actual structure due to manufacturing inaccuracy. In general, the deflection of the hybrid FRP-aluminum
space truss bridge structure can be simulated by the two FE models with satisfactory accuracy.
4.3.2. Internal axial forces on trussed members
Constrains
Pin joint by "CP
Fig. 26. Finite element model of the specimen.
The internal axial forces on aluminum vertical web members of the space truss are approximately equal to
0 kN (see Fig. 18), which is similar to the vertical web members in plane trusses. To produce a multicomparison with the numerical value and experimental results, an analytical solution was solved based on
the simplified analytical model (Fig. 28), which was conducted in the preliminary design phase. In this
analytical model, the space truss was simplified as a plane truss. The vertical and upper chord members were
substituted for the two aluminum vertical web members and bridge deck, respectively. The values were
calculated according to structural mechanics. The internal axial forces on circular
?— Measured by dial gauge D3 •— FEA 166
with "Beam-grillage" model " A— FEA with "Beam-shell" model '
10 15 20 25 30 35 40 45 Displacement(mm)
5
12m
* ^
*
4.5m P/2i 3m i P/2 4.5m
12
Fig. 28. Simplified analytical planar model of the specimen.
tubular members obtained from the simplified analytical model are presented in Table 4 along with the
corresponding experimental results and numerical solutions.
As shown in Table 4, the internal axial forces on the HFRP and GFRP trussed members obtained from the
two FE models are not only very similar to each other but also very similar to the results from the experiment
and analytical model. However, although the forces are notably small, there is a discrepancy in the
aluminum vertical web members obtained from the four different methods. The discrepancy between the
numerical solutions and experimental results was mainly due to the difference in the structural configuration
between the ideal FE model and actual specimen; while that between the numerical non-zero forces and the
analytical zero values was mainly caused by spatial effects, as the load was applied on an area in the FE
model and on a point in the simplified analytical model. In general, the finite element analysis (FEA)
provided a satisfactory prediction of the experimental results in terms of the internal axial forces on the
HFRP and GFRP trussed members. In addition, the simplified analytical model was proven to be an
available model for the preliminary design of the FRP trussed members under the positive flexural loading
condition.
4.3.3. Strain on "I" beams
167
Fig. 27. Variation of the mid-span vertical displacement with increasing applied load P.
On the bridge deck, the longitudinal beams are the main members that transfer the stress and therefore
should receive more
G21-1 G16-1
G20 G15
G19-1 G14-1
A
G29
G27
?Ш
G26-1
A
B
A
B
G18 G13
Table 4
Internal axial forces on trussed members: comparison between FEA, experiment and theoretical analysis.
Different methods for internal axial forces Trussed members' internal axial forces (kN)
1 2 5 6 3 4 7 8
Numerical solution "Beam-shell" model
193.43 193.43 -74.89 6.19 -0.90
-0.90
-1.58
1.58
"Beam-grillage" model 193.13 193.13 -74.35 5.98 -0.78
-0.78
-1.72
-1.72
Experimental results
186.61 198.60 -68.88 11.47
-2.08
0.85 -1.98
1.45
Analytical solution 198.53 198.53 -76.06
0 0 0 0 0
168
numerical model for the bridge deck. From another point of view, the default modeling method (the ''beamshell'' modeling method) is not always appropriate for all the orthotropic bridge decks.
5. Conclusions
A hybrid FRP-aluminum space truss structure was designed as a modular bridge for emergency purposes.
This bridge has a span of 12 m and contains 8 structural units, which are composed of an aluminum deck
supported by FRP material tubes and connected by male jugs and female jaws based on a novel connection
technique called pre-tightened teeth connection (PTTC). As a trial case, 4 units were fabricated and mounted
as a single-span simply supported structure. Both a four-point bending loading test and numerical analysis
were performed on the specimen. The following conclusions were drawn:
(1) Based on the hybrid FRP and aluminum materials combined with the effective pre-tightened teeth
connection technology, the proposed space truss bridge has a light weight of only approximately 1.2 tons,
i.e., only 0.15 tons per unit. Thus, the bridge can be transported facilely and erected manually and quickly
due to its utilization of pre-fabricated lightweight modular units.
(2) The experimental study showed the feasibility of the proposed hybrid FRP-aluminum space truss bridge,
which displayed a linear behavior under the ultimate limit state loading level. The bending stiffness was
identified as 5.088 x 107 N m2. The measured maximum vertical displacement (48.9 mm) is less than the
admissible deflection limit (80 mm). The maximum stresses at the ultimate limit state loading level are less
than either the material strength or the critical buckling stress, i.e., the actual safety factor is larger than the
used safety factor. Both the stiffness and strength were well within the design requirements, and the bridge
features a sound structural flexural behavior.
(3) The bridge deck exhibited a complex strain distribution that is disadvantageous to structural safety. The
strain distribution along the main longitudinal beams displayed a two- region pattern, which was not
consistent with an axial com- pressive component. The unexpected deformation is mainly attributed to the
eccentric compression caused by the non- axial concentrated force along the connector. In addition, the
strains along the lower flange of the ''I'' beam differed between the main longitudinal beams and secondary
beams, and it is the main result of the non-continuity of the bridge deck. The bridge deck should be
reconsidered and optimized.
(4) The results obtained from FEA based 169
on two bridge deck FE models (''beam-shell'' and ''beam-grillage''
models) were in good agreement with the experimental results for the internal axial forces on trussed
members and vertical displacement of the whole structure. However, the latter produced a more realistic
prediction of the strains than the former for the modeling of the bridge deck. Overall, the ''beam-grillage''
model is appropriate for simulating this structure.
(5) The internal axial forces on the FRP trussed members calculated from the simplified analytical planar
model displayed a good correlation with the values obtained from the experimental test and numerical
analysis. Thus, the simplified analytical model is an effective calculation method for FRP trussed members of
the proposed bridge under the positive flexural loading condition.
Experience from the fabrication, assembly, and erection processes, as well as the results from experimental
tests and numerical analysis of the specimen in this paper, were highly useful for improving the design of the
proposed space truss bridge especially the bridge deck. Arrangements for the fabrication of another rut are
in progress. The one- and two-rut specimens will be subjected to a series of instrumented tests to examine the
structural integrity of the bridge. The results of the tests on these specimens will be reported in forthcoming
papers. In addition, a 24-m-long bridge will be designed and built based on these works.
Acknowledgments
The research presented in this paper is supported by the Major State Basic Research Development
Program of China (973 Program) under Grant No. 2012CB026202 and the National Science and Technology
Support Program of China under Grant No. 2012BAK05B00.
The authors wish to acknowledge their team members for their assistance in conducting the experiments
and CHINA HARZONE INDUSTRY CO., LTD., for their aid in the fabrication and assembly of the structural
units. Thanks are also given to anonymous reviewers for their helpful suggestions on the quality improvement
of our present paper.
References
[1] Pendhari SS, Kant T, Desai YM. Application of polymer composites in civil construction: a general
review. Compos Struct 2008;84:114-24.
[2] Lee J, Kim Y, Jung J, Kosmatka J. Experimental characterization of a pultruded GFRP bridge deck for
light-weight vehicles. Compos Struct 2007;80(01):141-51.
[3] Stankiewicz B. Composite GFRP deck for bridge structures. Proc Eng 2012;40:423-7.
[4] Mendes PJD, Barros JAO, Sena-Cruz170JM, Taheri M. Development of a pedestrian bridge with GFRP
profiles and fiber reinforced self-compacting concrete deck. Compos Struct 2011;93(11):2969-82.
[5] Lee C, Sam L. Development of FRP bridges in the UK - an overview. Adv Struct Eng 2010;13(5):823-35.
[6] Kendall D. Developments in FRP bridge design. Reinf Plas 2010;54(3):38-42.
[7] Yan B, Yao AL, Tang GD. FRP composite materials for bridge applications. In: International symposium
on innovation and sustainability of structures in civil engineering-including seismic engineering, November
20-22, Nanjing, China;
2005.
[8] Farhey DN. Long-term performance monitoring of the Tech 21 all-composite bridge. J Compos Constr
2005;9(3):252-62.
[9] Alampalli S. Field performance of an FRP slab bridge. Compos Struct 2006;72(4):494-502.
[10] Ji HS, Song WC, Ma ZGJ. Design, test and field application of a GFRP corrugated- core sandwich
bridge. Eng Struct 2010;32:2814-24.
[11] Wight RG, Erki MA, Shyu CT. Development of FRP short-span deployable bridge - experimental results.
J Bridge Eng 2006;11:489-98.
[12] Robinson MJ, Kosmatka JB. Development of a short span fiber reinforced composite bridge for
emergency response and military applications. J Bridge Eng 2008;13:388-97.
[13] Keller T, Bai Y, Vallee T. Long-term performance of a glass fiber-reinforced polymer truss bridge. J
Compos Constr 2007;11(1):99-108.
[14] Pfeil MS, Teixeira AMAJ, Battista RC. Experimental tests on GFRP truss modules for dismountable
bridges. Compos Struct 2009;89(1):70-6.
[15] Strongwell and Wheeler Lumber corporation. <http://www.strongwell.com/>.
[16] Chilton J. Space grid structures. Oxford (UK): Architectural Press; 2000.
[17] Schtuze R. Lightweight carbon fibre rods and truss structures. Mater Des 1997;18(4-6):231-8.
[18] Rackliffe ME, Jensen DW, Lucas WK. Local and global buckling of ultra- lightweight IsoTruss®
structures. Compos Sci Technol 2006;66(2):283-8.
[19] Ju S, Jiang DZ, Shenoi RA, Xiao JY. Flexural properties of lightweight FRP composite truss structures.
J Compos Mater 2011;45(19):1921-30.
[20] Bai Y, Yang X. Novel joint for assembly of all-composite space truss structures: conceptual design and
preliminary study. J Compos Constr 2013;17:130-8.
171
[21] Kostopoulos V. Design and construction of a vehicular bridge made of glass/ polyester pultruded box
beams. Plas, Rubb Compos 2005;34(4):201-7.
[22] Alnahhal WI. Structural characteristics and failure prediction of hybrid FRP- concrete bridge
superstructure and deck systems. Ph.D. dissertation. The State University of New York, University at Buffalo;
2007.
[23] Chen L, Karbahri VM. New bridge systems using FRP composites and concrete: a state-of-the art
review. Prog Struct Eng Mater 2006;8:143-54.
[24] Keller T, Gurtler H. Quasi-static and fatigue performance of a cellular FRP bridge deck adhesively
bonded to steel girders. Compos Struct 2005;70:484-96.
[25] Alnahhal W, Aref A. Structural performance of hybrid fiber reinforced polymer - concrete bridge
superstructure systems. Compos Struct 2008;84:319-36.
[26] Giannopoulos G, Vantomme J, Wastiels J, Taerwe L. Numerical analysis and experimental validation
for static loads of a composite bridge structure. Compos Struct 2003;62(2):235-43.
[27] Durfee Robert H. Review of triangular cross section truss systems. J Struct Eng 1986;112:1088-96.
[28] Durfee Robert H. Design of a triangular cross section bridge truss. J Struct Eng 1987;113:2399-414.
[29] China National Military Standard. General Code for Military Bridge Design (GJB 1162-91); June 1992
(in Chinese).
[30] Sun WJ, Chen BQ. The design theory of military bridges. Beijing: National Defense Industry Press;
2008 (in Chinese).
[31] GB/T 1447-2005. Fiber-reinforced plastics composites - determination of tensile properties. Beijing,
China: China National Standardization Management Committee; 2005 (in Chinese).
[32] GB/T 1448-2005. Fiber-reinforced plastics composites - determination of compressive properties.
Beijing, China: China National Standardization Management Committee; 2005 (in Chinese).
[33] GB/T 1450.1-2005. Fiber-reinforced plastics composites - determination of shear properties. Beijing,
China: China National Standardization Management Committee; 2005 (in Chinese).
[34] Li F, Zhao QL, Chen HS. Research on bearing capacity of single tooth to composite pre-tightened teeth
connection. J Reinf Plast Comp (in press) (doi: 10.1177/0123456789123456).
[35] Chen XB. Handbook of polymer matrix
172 composite. Beijing: Chemical Industry Press; 2004 (in Chinese).
[36] Barbero EJ, Raftoyiannis IG. Euler buckling of pultruded composite columns. Compos Struct
2003;24(2):139-47.
[37] Hashem ZA, Yuan RL. Short vs. long column behavior of pultruded glass-fiber reinforced polymer
composites. Constr Build Mater 2001;15:369-78.
[38] Farago B, Chan WWL, Homberg H. The analysis of steel decks with special reference to the highway
bridges at AMARA and KUT in IRAQ. ICE Proc 1960;16(1):1-32.
View publication stats
G17-1 G12-1
B CC
у///шштт1т -216 5
^ww-wwww-ww-wra -450
1^86 ЗЙ-1СИ
-77
1 Corresponding author. Tel.: +86 13675147271. E-mail addresses: zhangdodo_163@163.com (D. Zhang),
zhaohsql919@163.com (Q. Zhao), owen9020@163.com (Y. Huang), lifei609@163.com (F. Li),
chspla@163.- com (H. Chen), 137208169@qq.com (D. Miao).
2 -102
] -457 -450
C
V/// "Beam-shell'modeling I Experimental results ^ "Beam-grillage"modeling
Fig. 29. Comparison of the strains on the lower flange of the longitudinal "I" beams (u).
attention in the design than the cross beams. In this section, only the strains on the lower flanges of the
longitudinal ''I'' beams were compared between numerical solutions and experimental results to check the
availability of two FE models of the bridge deck (''beam-shell'' and ''beam-grillage'' models). The
comparison between the experimental results and numerical solutions is presented in Fig. 29.
It is obvious that there is a high discrepancy
in the strains between experimental results and numerical
173
solutions obtained from the ''beam-shell'' model at most of the measuring points, except for G15 and G13,
which are on secondary beams and near the mid- span. As a whole, the ''beam-shell'' model does not coincide
with the actual strain distribution and thus cannot produce a satisfactory computational model of the bridge
deck. However, the discrepancy between the experimental results and numerical solutions obtained from the
''beam-grillage'' model is smaller at almost all the measuring points. The ''beam-grillage'' model displays a
better resemblance to the actual strain distribution. In addition, the maximum strain from the ''beamgrillage'' model is slightly lager than the corresponding experimental results (see G14-1), which is
advantageous to the structural safety in the design stage because the maximum stress is the key design factor.
Consequently, the ''beam-grillage'' model is appropriate for use as the
Composite Structures 108 (2014) 602-615
D. Zhang et al. /Composite Structures 108 (2014) 600-615
616
D. Zhang et al. /Composite Structures 108 (2014) 600-615
618
ResearchGate
См. обсуждения, stats, и профили автора для этой публикации в: https: //
www.researchgate.net/publication/270919 988
Flexural свойства легкой гибридной FRP-АЛЮМИНИЯ модульной космической связки соединяют
систему
Статья(изделие) в Сложных Структурах? Февраль 2014
DOI: 10. 1016/j.compstruct.2013.09.058 174
ЦИТАТЫ
79
ЧИТАЕТ
9,638
6 авторов, включая:
DongdongZhang Армия Технический Университет PLA
43 ПУБЛИКАЦИИ 372 ЦИТАТЫ
Yaxin Huang
Пекинский Университет Технологии
17 ПУБЛИКАЦИЙ 296 ЦИТАТ
TM5
СМ. ПРОФИЛЬ
СМ. ПРОФИЛЬ
®
®
Fei Li
25 ПУБЛИКАЦИЙ 229 ЦИТАТ
Hao-сенатор Чен
Пекин Институт Технологии
107 ПУБЛИКАЦИЙ 2,594 ЦИТАТЫ
СМ. ПРОФИЛЬ
Некоторые из авторов этой публикации также работают на этих связанных проектах:
' Roject Неводные Алюминиевые Батареи и Объединенный Системы Представление(вид) проект
175
Усталость frp сложный структура Представление(вид)
проект
Все содержание после этой страницы было uploaded Dongdong Zhang 04 ноября 2018.
СМ. ПРОФИЛЬ
Пользователь требовал повышение от разгруженного файла.
Оглавления, доступные в ScienceDirect
Сложные Структуры
Журнал homepage: www.elsevier.com/locate/compstruct
Flexural свойства легкой гибридной FRP-АЛЮМИНИЯ модульной космической связки соединяют
систему
Dongdong Zhang a, Qilin Zhaoa ' 1, Yaxin Huanga, Fei Lib, Haosen Chena, Dasheng Miaoa
РЕЗЮМЕ
Колледж Разработки Области(поля), PLA Университет Науки и техники, Nanjing 210007, Китай b
Институт Разработки Материально-технического обеспечения PLA, Chongqing 400000, Китай
ИНФОРМАЦИЯ СТАТЬИ(ИЗДЕЛИЯ)
Гибридная FRP-АЛЮМИНИЙ космическая система структуры связки была
разработана(предназначена) как модульный чрезвычайный мост с промежутком 12 м. Мост имеет
легкий вес только приблизительно 1.2 тоннами и содержит 8 структурных единиц, которые
составлены из алюминиевой палубы моста, поддержанной FRP trussed члены и связаны мужскими
кувшинами и женскими челюстями, основанными на пред сжатая связь зубов (PTTC) техника. В
бумаге, концептуальный проект моста, собрание структурных единиц и монтажа моста описано
подробно. Чтобы понимать фактическое flexural поведение моста, 4 опытных образец,
структурные единицы были изготовлены и установлены как единственный промежуток просто
поддержанная структура и подвергнуты к изгибу с четырьмя пунктами, загружающему испытание.
Структурные вычислительные модели, включая два FE модели и упрощенная аналитическая плоская
модель, были построены и утверждены
экспериментальными результатами. Результаты указали,
176
что (1) экземпляр показал линейное поведение под " окончательное государство(состояние) предела "
загружающий уровень, и и сила, и неподвижность удовлетворила требования проекта; (2) палуба
моста показала неожиданное сложное распределение напряжения, которое отличается от
такового аналогичной структуры; и (3) " луч - grillage " FE модель и упрощенная аналитическая
плоская модель обеспечил эффективные методы вычисления для предложенного моста.
История Статьи(изделия):
Доступный диалоговый 11 октября 2013
Keywords:
Космический мост связки
FRP
Pre-сжатая связь зубов (PTTC)
Экспериментирование
Конечный анализ элемента (FEA)
© 2013 Elsevier Ltd. Все права зарезервированы.
1. Представление
Укрепленный волокном полимер (FRP) материалы особенно привлекателен для структурных
заявлений(применений) из-за их превосходных свойств, типа высокой силы, хорошего сопротивления
коррозии и низкого само-веса. Эти материалы все более и более использовались в разработке моста,
чтобы и усилить существующие структуры [1] и строят новые мосты [2-10]. Среди этих
заявлений(применений), строительство палуб моста [2,3], мосты пешехода [4,5], и легких движение
vehicular мосты [5-7] было все более и более продвинуто в недавних годах. Тяжело загруженный
vehicular мосты также были построены из FRP раньше [8-10]. Относительно мостов для
чрезвычайных целей, FRP может также использоваться вместо обычных конкретных или стальных
материалов [11,12], чтобы удовлетворить их первичные требования: легкий для транспорта,
модульной выполнимости, и более быстрого строительства.
0263-8223/$ - видят передний вопрос © 2013 Elsevier Ltd. Все права зарезервированы. Http: //
dx.doi.org/10.1016/j.compstruct.2013.09 .058
177
Unidirectional FRP материалы обладают
превосходной материальной силой из-за их высокого
directionality. Если эти FRP материалы применяются в структурной форме, в которой каждый член
главным образом подвергнут осевой погрузке, преимущества и, материалов, и структура будет
очень расширена(продлена). Связка самолета - такая структурная форма, и это позволяет силе
материалов быть направленным по дорожке передачи(перемещения) груза. Высокая сила FRP
материалов полностью используется в этих структурах связки самолета, достигая сокращения
веса. Кроме того, их свойственному недостатку материальной неподвижности можно давать
компенсацию повышением неподвижности на структурном уровне. Связка самолета применялась во
все-соединении с двумя промежутками FRP мост пешехода, который составлен из различного
pultruded GFRP профили bolted или хранящийся на таможенных складах друг с другом [13]. GFRP
связка-подобная структура для dis- mountable мосты с максимальным промежутком 30 м. была
разработана(предназначена), где структура моста составлена из палубы, поддержанной двумя
парами prestressed trussed лучи [14]. Принятие trussed лучей для girder моста должно гарантировать
адекватную неподвижность изгиба и противовес материальную гибкость. В настоящее время,
полный диапазон FRP мостов пешехода связки самолета предлагается Strongwell и Wheeler
Корпорацией Древесины [15].
Сравненный со связкой самолета, космическая связка была принята как превышающая
структурная форма для достижения больших промежутков из-за уникальных архитектурных
особенностей. Такая структура характеризована связанными членами со стандартной
частной(секционной) формой, расположенной в верхних и более низких аккордах и диагональных
руководствах(направлениях), где грузы распределены более равномерно трехмерным способом, и
глобальная структурная неподвижность может быть знаменательно улучшена относительно
плоских структур [16]. Эти преимущества могут также быть очень расширены, если FRP
материалы используются. Заявление(применение) FRP материалов в космических структурах связки,
особенно для первичных несущих груза членов, было все более и более продвинуто в прошлых
нескольких годах. Треугольная легкая углеродистая связка соединения волокна с взаимной секцией
успешно использовалась в воздушных кораблях Zeppelin [17]. IsoTruss ™ структура был развит,
используя эффективную структурную концепцию [18, и механические свойства были исследованы в
течение многих лет. Луч-подобная составная сложная связка была разработана(предназначена) с
треугольной взаимной секцией и длиной
1786 м. и подвергнута к испытанию изгиба с тремя пунктами
[19]. Все-сложная космическая единица связки, составленная из GFRP профилей, соединенных с
романом connector была проверена статически, и один - и двух-размерные космические связки,
включенные этих единиц были исследованы в цифровой форме [20]. В этих космических структурах
связки, дорожки передачи(перемещения) груза - главным образом по FRP материальным членам.
Однако, заявление(применение) космических связок в комбинации с этими сложными материалами
не достигнуло того же самого успеха в строительстве моста vehicular, и исследует на
выполнимости, и механическое выполнение(работа) сложных космических мостов связки, кажется,
очень немногие. 3-ья структура связки была разработана(предназначена) как Класс 30 (300 kN
способность(вместимость) груза) и мост " единственный(отдельный) переулок движения " с
промежутком 11.6 м. [21] Kostoppulos. Эта суперструктура моста включена двух параллельных
слоев, сформированных продольными элементами коробки с одной частью с полой квадратной
взаимной секцией, которые связаны с элементами коробки той же самой геометрии и скрепляются
стальной связью joints. Палуба моста сформирована GFRP поперечными элементами луча двух
различных взаимных секций. Носящий вершина слой палубы состоит из 12 mm цемент полиэстера.
Основанный на предложенной концепции проекта, полный вес сложного моста - приблизительно 135
kN, то есть, 1/2 способности(вместимости) груза. Это - хорошее свидетельство(очевидность)
новинки и иллюстрирует эффективность соединений в комбинации с космической связкой
структурная форма. Кроме того, предложенный мост может быть построен быстро из-за " пред
изготовленный ", элементы " готовый собраться ". Это предыдущее изучение пожертвовало много к
заявлению(применению) FRP материалов в тяжелом движении vehicular космические мосты связки,
хотя с тяжелой стальной связью joints.
В дополнение к вышеупомянутым структурам связки, гибридная структура - другая превосходная
структурная форма в терминах создания лучшего использования сложных материалов. Гибридный
мост структурные системы, объединяющие(комбинирующие) FRP компоненты вместе с обычными
материалами был исследован широко [22-24]. Преимущества этих гибридных мостов включают
начальную эффективность стоимости и способность оптимизировать взаимную секцию,
основанную на соответствующих материальных свойствах [25]. Например, новая гибридная FRPБЕТОН структурная система применялась, чтобы соединить суперструктуру Alnah- hal и Aref [25].
Это состоит из trapezoidal GFRP единицы
ячейки, окруженные GFRP внешним
179
снарядом(раковиной), объединенным с тонким слоем бетона, помещенного в зону сжатия секции.
GFRP материал действует как груз, несущий элемент(избирателя) и защитную меру для бетона.
Основанный на предложенном проекте, гибридная система берет полное преимущество
свойственных и дополнительных свойств FRP материалов и бетона. Кроме того, это стоит
упоминать, что гибридная структурная система была разработана(предназначена) как связкаподобный мост пешехода луча [26]. Это составлено из конкретной палубы и трех связки girders
сделанный Inorganic Цемента Фосфата группы бутерброда (МЕЖДУНАРОДНОЙ
ФАРМАЦЕВТИЧЕСКОЙ ОРГАНИЗАЦИИ), укрепленные циновкой и unidirectional стеклянными
волокнами. Конкретная плита может принимать(браться) за сжимающие напряжения;
изгибающаяся неподвижность целой структуры увеличена, и напряжения из-за сконцентрированных
грузов могут быть распределены на всем протяжении структуры. Исследования указывают, что
эти гибридные структуры моста длительны, structurally зондирует и стоит эффективные
структурные системы.
В этой бумаге, рассматривая заявления(применения) и развития, представленного, существуя FRP
мосты связки, превосходная структурная форма космической связки и гибридной структуры,
упомянутой выше, также как требования(спроса) на легкие, модульные мосты для чрезвычайных
целей, гибридная FRP-АЛЮМИНИЙ космическая структура моста связки предложена. Эта
гибридная структура - vehicular с двумя колеями, соединяют, и подходящий для воздушного
транспорта и ручного монтажа чернорабочими. Это было разработано(предназначено) как
модульный мост с длиной промежутка 12 м. и состоит из 8 треугольной связки структурные
единицы, которые составлены из алюминиевой палубы моста и FRP trussed члены и связаны
мужскими кувшинами и женскими челюстями. Должно быть отмечено, что палуба моста
предложенного моста сварена в других trussed членов, чтобы формировать целое число и может
наблюдаться(соблюдаться) как верхний аккорд. Предложенная космическая структура моста
связки отличается от аналогичных космических структур связки, в которых палуба является
отдельной от trussed членов [27,28]. Кроме того, верхние и более низкие аккорды не составные и
связаны булавкой joints из-за модульной характеристики, в отличие от в случае существующей
непрерывной сложной треугольной космической связки [18,19]. Чтобы достигать низкого веса,
HFRP (гибрид E-стакана волокна, углеродистое
волокно и basalt волокно) и GFRP материалы
180
использовалось для более низкого аккорда и диагональных членов ткани(сети), соответственно,
основанных на соображении(рассмотрении) требований неподвижности целой структуры и
эффективности стоимости. Кроме того, роман connector с высокой эффективностью связи,
известный как пред сжатая связь зубов (PTTC) структура, наймется(использовался) для перехода
FRP материальных труб или перехода с алюминиевыми профилями. Основанный на предложенном
проекте, полный вес целого моста - простой ~ 1.2 тонны (только 0.15 тонн в единицу).
Первичная цель этого изучения состояла в том, чтобы проверить жизнеспособность
предложенного гибридного FRP-АЛЮМИНИЯ космического моста связки. Описание структуры
моста, включая концептуальный проект, собрание, и монтаж, сначала обеспечивается. Чтобы
исследовать структурное выполнение(работу) моста, 4 единицы опытного образца моста были
изготовленный preliminarily и установили как единственный промежуток просто поддержанную
структуру. Flexural свойства этого экземпляра были проверены под изгибом с четырьмя пунктами,
загружающим условие(состояние), и характерные структурные ответы были идентифицированы.
Соответствующий числовой анализ, основанный на двух палубе моста FE модели был выполнен и
утвержден экспериментальными результатами. Кроме того, космическая связка была упрощена как
связка самолета аналитическая модель и решена, чтобы получить много-сравнение с числовым
решением и экспериментальным результатом для внутренних осевых сил FRP trussed члены.
Результаты вносят ценный подход в исследования этого типа моста.
2. Описание структуры
2.1. Структурный концептуальный проект
Для чрезвычайных целей, особенно в громадных областях, structurally звучат, легкий космический
мост связки с модульной структурой желателен. Космический мост связки предназначен, чтобы
быть установленным и демонтирован вручную с индивидуальными структурными единицами,
которые могут быть далее расширены(продлены) или легко транспортироваться и установлен в
другом месте. Общий кодекс для военного проекта моста (GJB 1162-91) [29] в Китае использовался
как стандарт проекта. Требования проекта - способность нести грузовик с четырьмя колесами,
весящий 100 kN (LT-10), как определено в кодексе. Запас прочности 1.5 использовался для
окончательного государства(состояния) предела погрузка [30]. Допустимое отклонение для такой
структуры - между L/150 и L/100 [29,30],
где L - длина промежутка.
181
Гибридная FRP-АЛЮМИНИЙ космическая структура связки была разработана(предназначена),
поскольку единственный промежуток просто поддержал мост с одним переулком с длиной
промежутка 12 м., который соответствует(переписывается) грузу движения с двумя колеями.
Полная ширина - 3.2 м., и проведение расчетов между двумя колеями - 0.8 м. Две колеи были
разработаны(предназначены) как треугольная взаимная секция с шириной с 1.2 м. и глубиной с 0.85
м., и соединены поперечными фигурными скобками. Каждая колея состоит из 4 стандартных
структурных единиц, связанных мужскими кувшинами и женскими челюстями. Каждая единица
имеет длину 3 м. и состоит
Алюминиевая палуба, поддержанная FRP и алюминием trussed члены. Полный вес 12 kN для полного
моста и только 1.5 kN в единицу. Концепция проекта моста представлена в 1 рис..
2.1.1. Палуба Моста
На вершине структуры моста - алюминиевая палуба моста, составленная из тонкой пластины с
толщиной 5 mm и рядом "I" лучей. Рис. 2 выставки конфигурация палубы моста и взаимных секций
всех "I" лучей. "I" лучи включают 3 главные и 2 вторичных продольных луча также как 3 главные и 2
вторичных взаимных луча в единицу. Тонкая пластина и "I" лучи все сварена к структуре целого
числа называемой палубой моста orthotropic. По полному мосту, из-за модульного характера(знака),
тонкая пластина и вторые продольные лучи не непрерывна в осевом руководстве(направлении).
Кроме того, главные продольные лучи двух смежных единиц только связаны булавкой joints и не
передают(перемещают) изгибающийся момент в connectors. От другой точки зрения, палуба моста
может быть приближена как верхний аккорд связки самолета. Действительно, сравненный с полной
FRP сложной палубой, алюминиевая палуба моста может показывать лучше местную сжимающую
собственность, и напряжения, вынужденные(вызванные) сконцентрированным грузом колеса могут
быть распределены по полной структуре. Wrought алюминий 7A05 был отобран и обеспечен Китаем
Юго-запад Алюминиевую Компанию, Ltd.
2.1.2. Trussed члены
Круглые секции трубы часто используются для trussed членов в космических структурах связки, и
подобные профили могут быть найдены в pultrud- редакторе FRP формами. В предложенном
космическом мосте связки, pultruded FRP
182 профили и алюминиевые профили для структурных
заявлений(применений) были отобраны для trussed членов, как показано в рис. 3.
Pultruded HFRP труба использовался для более низких членов аккорда, основанных на желательной
неподвижности полной структуры и эффективности стоимости. HFRP материал состоит из
примеси E- стеклянного волокна, углеродистого волокна и basalt волокна, вложенного в
международную организацию по стандартизации Тонкая пластина
A
A: Главный продольный луч; B: Вторичный продольный луч; C: Главный взаимный луч; D: Вторичный
взаимный луч;
J '50'
B, D
A, C
Взаимная секция "I" лучей
Рис. 2. Конфигурация палубы моста и взаимной секции "I" лучей (измерения в mm).
Phthalic винил ester смола и имеет продольный упругий модуль 61.6 GPA. Фракции(доли) волокна приблизительно 65 % в вес, которого приблизительно 12.07 % является стеклянным волокном,
волокном углерода 27.14 %, 51.6 % basalt волокно, и волокно стакана(стекла) 9.19 % rovings и
циновки.
1 рис.. Концепция проекта Моста. (A) 3-ье представление; (b) пересекает секцию.
Для диагональных членов ткани(сети) со слабым воздействием на неподвижность структуры,
GFRP трубы были отобраны, которые показывают более низкий упругий модуль 31.5 GPA. Винил
ester смола был отобран как их матрица. Фракции(доли) волокна - приблизительно 71.5 % в вес,
которого приблизительно 89.15 % является стеклянным волокном, и 10.85 % - стеклянное волокно
rovings и циновки. Действительно, GFRP профили для структурных заявлений(применений) были
разработаны(предназначены) для и диагональных членов ткани(сети) и вертикальных членов
ткани(сети). Однако, wrought алюминиевый сплав 7A05 был в конечном счете отобран для
вертикальных членов ткани(сети) из-за их
Недостаточная длина (0.95) м. для принятия
пред сжатая связь зубов (PTTC) описанный в
183
следующем подразделе. Этот алюминиевый сплав был выбран главным образом потому что, сравнен
на более легкую алюминиевую короткую трубу, не имеется никакого значения в
контроле(управлении) веса для принятия сложного трубчатого профиля в комбинации с
предложенным алюминием PTTC connectors.
Стандарт GFRP и HFRP профили был pultruded в Китае Nanjing Jinglue FRP Компания, Ltd., и
снижение(отрезок) в желательные длины, чтобы строить структурные единицы. Сложные
материальные свойства были проверены изготовителем в соответствии с Китайскими
стандартными испытательными методами укрепленных волокном соединений пластмасс: GB/T
14472005 [31 (] растяжимое испытание), GB/T 1448-2005 [32 (] сжимающее испытание) и GB/T
1450.1 [33 (] стрижет испытание). Результаты даются в 1 Столе. Wrought алюминий 7A05 был
изготовлен Китаем Юго-запад Алюминиевая Компания, Ltd,. И механические свойства
обеспечивались изготовителем, как представлено в 1 Столе.
2.1.3. Связь
Из-за низкой эффективности связи достигал использования обычных сложных материальных
методов связи для FRP труб, пред сжатая связь зубов (PTTC [) 34] с высокой эффективностью
связи нанялся(используется) в этой бумаге, чтобы соединить FRP трубы и алюминиевые профили
предложенной гибридной структуры моста.
Внутренняя алюминиевая труба
Стол 1
Механические свойства всех используемых материалов.
Материалы
Сила (MPA)
Модуль эластичности (GPA)
Отношение Поиссона
HFRP GFRP AL сплав
Сожмите = 620; растяжимый = Сжимают = 560; растяжимый = Сжимают = 450; растяжимый
=
184
1650; стригите = 76 1000; стригите = 45 345
От E1 до 61.6, E2 = От E3 до 8.3; G12 = G13 От E1 до 31.5, E2 = От E3 до 7.2; G12 = G13 E = 60
= 5.1, От G23 до 4.6 = 4.4, От G23 до 4.1
V12 = От V13 до 0.31, От V23 до 0.34 m12 = от m13 до 0.28, от m23 до 0.33 м. = 0.33
Сжимающая эффективность связи и растяжимая эффективность связи - 66.3 % и 58.4 %,
соответственно, принимая во внимание, что максимальная эффективность связи, доступные
использующие обычные сложные материальные методы связи - только 40 % [34. Пред сжатая связь
зубов сложных материалов вовлекает кольцо - или полоса - зуб форменный структурирует grooved
при связи конец сложных компонентов и хорошо согласованные зубы на алюминиевой части,
связанной с соединением (рис. 4). После сборки внешней алюминиевой трубы и сложных
компонентов, внутренняя алюминиевая труба сжата в сложную трубу, и последний будет
расширен, потому что внешний диаметр внутренней алюминиевой трубы больший чем внутренний
диаметр сложной трубы. Таким образом, положительное напряжение radial (нормальное
напряжение) проявлено на сложные зубы. Наконец, внешний груз P передан(перемещен) через
напряжение стрижки слоя основания сложных зубов s, и трение вынуждает f в поверхности связи
(рис. 5). Способность(вместимость), чтобы передать(переместить) большой груз P получена,
потому что interlaminlar стригут напряжение типа вытеснения unidirectional, укрепленные
волокном сложные материалы выше чем таковой чистой смолы [35], и radial сжимающее
напряжение увеличивает interlaminlar, стригут силу. Большее количество информации
относительно пред сжатая связь зубов, включая механизм передачи(перемещения) груза, может
быть найдено в [34].
D+Д
Сложная труба
Сложная труба Внешняя алюминиевая труба
Рис. 4. Диаграмма сложной трубчатой связи.
Производственный процесс такой конфигурации следующие. Сначала, некоторое кольцо - или зубы
полоса-форменный - grooved при связи конец и внешняя поверхность сложной трубы токарным
станком. Во вторых, внешняя алюминиевая
труба сокращена в длину проекта, и некоторые зубы
185
передачи - также grooved в конец и внешнюю поверхность внешней трубы. Это стоит упоминать,
что зубы и на сложной трубе и внешней алюминиевой трубе должны быть хорошо grooved и
согласованы. Треть, сложная труба - screwed во внутреннюю часть внешней алюминиевой трубы
вручную. После сборки внешней алюминиевой трубы и сложных компонентов, внутренняя
алюминиевая труба сжата в сложную трубу при помощи гидравлического гнезда. Наконец, все
различные трубы объединены в целую структуру, и внешний груз может быть передан(перемещен).
В течение производственного процесса, не имеется никакого любого обязательства, используемого
между поверхностями различных труб.
Металл
Если llll t tt f t М. t'vСоединение
Рис. 5. Диаграмма пред сжатая связь зубов.
В проекте предложенного моста, 7 и 3 спиральных зубов были изготовлены с обеих сторон HFRP и
GFRP труб, соответственно, как демонстрируется в рис. 6. Зубы имеют глубину 2 mm и ширину 12
mm для FRP труб и соответствующих ценностей 2 mm и 8 mm для внешних алюминиевых труб. "
Пред напряженный " ened связь зубов описан в Столе 2, где ID и РЕДАКТОР представляют
внутренние и внешние диаметры, соответственно, и D-ценность - ценность внутреннего диаметра
сложной трубы, вычитаемой от внешнего диаметра внутренней алюминиевой трубы. Отмечено,
что flange и тащит, установлены на HFRP trussed связь члена (рис. 6a), который главным образом
используется для связи HFRP труб с другими алюминиевыми членами.
Чтобы получить окончательную способность(вместимость) отношения(поведения)
разработанного(предназначенного) пред - сжатая связь зубов, 6 купонов (3 для HFRP и 3 для GFRP)
была подготовлена к испытаниям сжатия. Испытания Сжатия проводились на электронной
универсальной машине(механизме) испытания (UTM), как показано в рис. 7. Предел груза был главный
параметр, зарегистрированный в эксперименте. Было заключалось, что окончательные мощности
отношения(поведения) HFRP и GFRP trussed связи члена - 730 kN и 320 kN, соответственно,
которые являются намного большими186
чем максимальные внутренние осевые силы (198.53 kN и 76.06
kN, соответственно) полученное использование упрощенная плоская модель (см. рис. 24) на уровне
грузов 75 kN в предварительной стадии проекта.
Основанный на пред сжатая связь зубов, переход алюминиевых конструктивных элементов с FRP
trussed профили может быть легко осознан. Сварочная технология использовалась для переходов
алюминиевых профилей и HFRP/GFRP труб, где напряжения относительно маленькие; принимая во
внимание, что flange объединенный использовался для HFRP труб с мужскими кувшинами или
женскими челюстями, где напряжения намного большие. Детали различных переходов представлены
в рис. 8. Отмечено, что 3 спиральных зубов использовались с глубиной 2 mm, чтобы ограничить
скольжение связи C-6 по более низкому члену аккорда. Joints двух структурных единиц созданы
мужскими кувшинами и женскими челюстями, которые установлены, используя flanged связь с 8
задвижками с высоким напряжением для более низкого члена аккорда (C-5, C-7) и связи заклепки с 15
заклепками для главных продольных "I" лучей (C-1, C-3).
2.2. Собрание структурных единиц и монтажа моста
Изготовление проводилось в Китае Harzone Компания Промышленности, Ltd. Собрание этих
структурных единиц было выполнено в кровати карниза prefabricated согласно proto-измерениям
структуры (рис. 9). Должно быть отмечено, что все конструктивные элементы, включая trussed
членов, тонкую пластину, "I" лучи, и разнообразный алюминий помогли объединенным группам (для
связи главных несущих груза членов), были произведены с регулярными и точными конфигурациями.
Процесс собрания структурных единиц с этими конструктивными элементами следующие.
Сначала, алюминиевая тонкая пластина была помещена в вершину кровати карниза в подходящем
положении(позиции). Все "I" лучи были тогда помещены в и сварены в тонкую пластину со сваренной
бусинкой 50 mm и интервалом 30 mm. Это стоит упоминать, что палуба моста должна быть
впоследствии возмещена, чтобы удалить деформацию, вызванную высокой температурой при
сварке. Таким образом, trussed члены могут быть помещены и установлен с длиной проекта, и таким
образом погрешность в течение процесса собрания была уменьшена. Во вторых, основанный на
возмещенной палубе моста, trussed члены были точно помещены и установлены или кроватью
карниза или сваркой пункта(точки). Сварка Линии была тогда выполнена в каждом пункте(точке),
сваривают и другие объединенные положения(позиции)
для структурной единицы; в результате, все
187
главные trussed члены были построены в целом орган(тело) с палубой моста. Наконец, действие
буровой скважины было выполнено, чтобы выровнять отверстия, расположенные в connectors на
прямой линии, которая является существенной(необходимой) для точного непрерывного
объединенного для двух смежных единиц. В течение процесса собрания, большое внимание должно
быть оплачено созданию уверенного, что сваренная сила является адекватной, и погрешность
собрания минимальна. В целом, процесс собрания был ни усложнен, ни время - потребляющий
(приблизительно 1.5 дни в единицу). В изучении, 4 структурных единицы были собраны для
эксперимента в Секции 3.
В стадии монтажа, четыре булавки наймутся(использовались) для связи из каждых двух
структурных единиц: три для главных продольных "I" лучей и один для более низких членов аккорда,
как показано в рис. 10. Монтаж 4 структурных единиц, как ожидалось, проведется вручную и "
один за другим " при помощи древесин кровати или вспомогательных средств, поскольку каждая
единица весит только 1.5 kN. Этот процесс монтажа был удобен и быстр (взятие только
приблизительно 45 минуты).
Монтаж, описанный выше, который может рассматриваться как "модульным", потому что это
состоит из " пред изготовленный " структурные единицы, предназначен, чтобы примениться к
целому мосту с двумя колеями. Кроме того, транспортирование моста может быть легко
осуществлено автомобилем или вертолетом или другими средствами из-за низкого веса.
3. Экспериментальное исследование
Главная цель экспериментального исследования состоит в том, чтобы учиться, flexural
выполнение(работа) предложенной гибридной FRP-АЛЮМИНИЯ космической связки соединяет и
утверждает FEA в последующей Секции 4.
3.1. Экземпляр и испытательная установка
Рис. 6. Иллюстрация Визитки сложной трубчатой связи для (a) HFRP trussed члены и (b) GFRP
trussed члены.
Как случай испытания(суда), 4 " пред изготовленный " структурные единицы моста опытного
образца были установлены как экземпляр в Государственной Ключевой Лаборатории для
Предотвращения Бедствия и Уменьшения
Взрыва и Воздействия
188
Китай PLA Университет Науки и техники, как показано в рис. 11. Экземпляр - единственный
промежуток, просто поддержал структуру с одной колеей с длиной 12 м., ширина 1.2 м. и глубины
0.85 м. Другие параметры структурных единиц описаны вышеупомянутыми и могут быть найдены в
Секции 2.1. Изгиб с четырьмя пунктами, загружающий испытание был выполнен на этом
экземпляре. Соответствующая экспериментальная установка для этого испытания представлена в
рис. 11.
Испытание проводилось основанным на простой установке, и граничные ограничения были
упрощены, чтобы моделировать просто поддержанные условия(состояния). Две кровати древесины,
которые были готовы и доступны в лаборатории, были отобраны как поддержки с учетом
удобства. Испытательный экземпляр был поддержан древесинами кровати в оба конца с длиной
поддержки 0.305 м. для обеих сторон. Стальные квадратные клавиатуры были помещены в
древесины кровати, чтобы предотвратить серьезную деформацию поддержек в течение погрузки.
Чтобы избегать torsion, вызванного возможной боковой склонностью экземпляра, палуба моста
была вручную отрегулирована(приспособлена) в горизонтальное государство(состояние) перед
фиксацией, используя набор метров уровней на высшей поверхности палубы моста. Затем, стальные
провода были threaded через отверстия верхней булавки connectors дважды(вдвое) и
заперли(захватили) и затем установили к полу(этажу). Таким образом, боковые ограничения были
предписаны, и существенное боковое отклонение, и вращение экземпляра может быть
предотвращено.
Требования проекта моста - способность нести грузовик с четырьмя колесами, весящий 100 kN
(LT-10). В окончательном государстве(состоянии) предела, загружающем испытание, груз
обслуживания(службы) был умножен на запас прочности 1.5, то есть, прикладной уровень грузов
был 150 kN для двух колей. Так что груз был установлен как 75 kN для одной колеи в эксперименте.
Конфигурация груза была symmetric, чтобы моделировать погрузку изгиба с четырьмя пунктами.
Прикладной груз был 37.5 kN для каждой пары, утомится на экземпляре. Обратная ось утомится,
область груза тандема проекта была отобрана как область погрузки с шириной 0.5 м. и длины 0.25
м., как определено в кодексе (GJB 1162-91). Расстояние между двумя областями погрузки было 3 м.,
который является равным длине единицы.
Конфигурация погрузки представлена в рис. 12.
189
Стол 2
Детали пред сжатая связь зубов для FRP trussed члены.
Connector
Номер(число) зубов
Внутренняя AL труба
Внешняя AL труба
Сложная труба
D-ценность (mm)
Нормальное напряжение (MPA)
ID (mm) РЕДАКТОР (mm)
ID (mm) РЕДАКТОР (mm)
ID (mm) РЕДАКТОР (mm)
HFRP
7
80 88.52
104 120
88 104
0.26
14.5
GFRP
3
55 63.3
76 92
63 76
0.15
12.5
190
Как показано в рис. 12, грузы применялись, вертикально используя луч распорки и
переданы(перемещены) к двум областям погрузки на высшей поверхности палубы моста
гидравлическим гнездом, которое было приложено к сжатию transbeam структуры(рамки)
противосилы. Чтобы моделировать утомленные области, две тех же самых quadrilateral стальных
пластины с вычисленным утомятся, область была приложена к лицу основания луча распорки. Два
круглых стальных блока подушки, с глубиной 5 cm и диаметром 10 cm, были помещены между лучом
распорки и quadrilateral стальными пластинами в каждой стороне погрузки пункта(точки), чтобы
предотвратить луч распорки от приложения до палубы моста в течение погрузки. Хлопковая ткань
была помещена между стальными пластинами и палубой моста, чтобы предотвратить местное
повреждение(ущерб) палубы моста. Чтобы измерять прикладной груз, ячейка груза была помещена
между гидравлическим гнездом и сжатием transbeam структуры(рамки) противосилы.
3.2. Экспериментальный протокол
Экземпляр был оборудован, набирают шаблоны и шаблоны напряжения в различных
местоположениях, чтобы измерить вертикальное смещение и напряжения, соответственно.
Полное вертикальное смещение
Измеренное использование 5 набирает шаблоны с диапазоном 50 mm и гладкостью
продукции(выпуска) 0.01 mm. Тем временем, вертикальное смещение в середине промежутка было
измерено, используя электронный метр смещения с диапазоном 50 mm и точностью 0.01 mm, чтобы
проверить, результаты, зарегистрированные набирают шаблон D3. Unidirectional шаблоны
напряжения использовались для размеров(измерений) напряжения, и на trussed членах и "I" лучах.
Груз P прикладной гидравлическим гнездом управлялся вручную и зарегистрирован ячейкой груза.
Данные, зарегистрированные шаблонами напряжения, ячейкой груза, и электронным метром
смещения были зарегистрированы synchronously статической системой приобретения данных
индикатора напряжения, связанной с компьютером. Расположение аппаратуры для изгиба с
четырьмя пунктами, загружающего испытание показывается в рис. 13.
Два шага погрузки применялись: от 0 kN к 56 kN с интервалом 4.0 kN в первом шаге, и затем от 56
kN к 75 kN с интервалом 2.0 kN во втором шаге. В каждом уровне грузов, погрузка, приостановленная
для приблизительно 8 s, после, который
191набирающиеся размеры(измерения) шаблона
стабилизировали и была зарегистрирована. Когда максимальный груз приближался 75 kN, погрузка
была приостановлена. Это стоит упоминать, что, перед предложенной погрузкой и
осуществленным измерением, загрузка и разгрузка процесса (0-30 kN и затем 30-0 kN) проводилась и
затем повторена три раза, чтобы минимизировать возможный промежуток структуры,
вынужденной(вызванной) производственными погрешностями. Таким образом, окончательное
измеренное смещение - как близко насколько возможно к фактическому упругому отклонению.
3.3. Экспериментальные результаты и обсуждение
3.3.1. Полное смещение
Наиболее важный параметр, измеренный в течение испытания был вертикальное смещение
экземпляра, особенно под окончательным государством(состоянием) предела, загружающим
рассмотрение требования руководящих принципов для максимальной допустимой деформации. Это
измерение было также необходимо получить к некоторым заключениям относительно законности
числовой модели.
Рис. 9. Собрание структурной единицы с кроватью карниза.
Рис. 10. Переходы двух смежных структурных единиц с булавками.
Рис. 11. Единственный промежуток просто поддержанная структура и изгиб с четырьмя
пунктами, загружающий испытательную установку.
Отклонение более низких членов аккорда, зарегистрированных 5 набирает шаблоны, представлен в
рис. 14, где положительная вертикальная ось представляет вертикальное нисходящее смещение.
Отмечено, что измеренная искаженная форма появляется, униформа с увеличением прикладного
груза, и формы была симметрическая относительно центра промежутка. Смещение самое большое
в середине промежутка среди пять gauging пункты(точки) на каждом уровне погрузок. Кроме того,
вертикальное смещение, измеренное набирает шаблоны D1 и D5, постепенно увеличенный к
максимумам 5.5 mm и 3.7 mm, соответственно; напротив, под идеалом просто поддержанное
условие(состояние), смещение в два конца было бы 0 mm. Визуальный осмотр в течение испытания
показал, что древесины кровати в два искаженные конца, когда груз применялся. Таким образом,
измеренное смещение равно фактическому
смещению модели моста плюс среднее отклонение из двух
192
древесин кровати (D1 и D5). Чтобы получить фактическое смещение модели моста, вертикальная
деформация древесин кровати должна вычесться от измеренного отклонения. Максимальные
вертикальные смещения экземпляра и модели моста - 53.5 mm и 48.9 mm, соответственно.
4500
1500, 1500
500 t-l 75kN
250
75kN
KN
T
MH
Я "1200" я
Взаимная Секция
? Множив
V
Mii.
12000 Возвышенности
Рис. 12. Изгиб С четырьмя пунктами, загружающий конфигурацию (измерения в mm).
( A)
Длина Промежутка = 12000
4500
1,
3000
1,
4500
-1
1
193
Погрузка Области
Электронный метр j_ смещения Набирает шаблон
GN-1
GN-U (^ GN-2
GN-2 ^ - ^ > GN-3
N = 1,2 N = 3,4,5,6,7,8
Взаимная секция члена На
D1
D2
D3
D4
D5
F520 ^ 28 " " A
5157
Bd
, 658
4830
( C)
G17-3 G17-2
G18
G19-1
G17-1
Секция B-B
G30-3 G30-: я
G29
" R ^ J -, G27
194
G30-1
G28-1 G26-1
Секция " "
И
Я g | GG2 ^ № я X »
G12-3 G12-2
G13
G14-1
G12-1
G16-3
J16G1
Секция C-C
= G25 G24 .-1 1-меня G23 G22 = Секция D-D
X"
G32
G31
Секция E-E
Рис. 13. Аппаратура для изгиба с четырьмя пунктами, загружающего испытание (измерения в mm).
(A) размеры(измерения) Смещения; (b) напрягает размеры(измерения) для trussed членов и
размеров(измерений) напряжения (c) для "I" лучей.
Вертикальное смещение в середине промежутка, измеренного электронным смещением измеряет и
набирает шаблон (D3), подготовлены в одном числе(фигуре) (см. рис. 15). Две кривой очень подобны;
таким образом, размеры(измерения) от 5 набирают шаблоны, удовлетворительно точен для
вышеупомянутого полного изменения(замены) искаженной формы. Полученная кривая смещения
195
груза линейна с наклоном 1.546 x 106 N/m,
который является признаком составной структурной
неподвижности (flexural неподвижность) предложенного гибридного FRP-АЛЮМИНИЯ
космического моста связки. Если результат(влияние) длины промежутка исключен из flexural
неподвижности, изгибающаяся неподвижность (EI) структуры может быть рассчитана с
множеством 5.088 x 107 N m2.
Для просто поддержанного моста, военный проект моста закодирует GJB 1162-91, рекомендует,
чтобы максимальное отклонение было ниже От L/150 до 80 mm. В этом испытании, максимальное
вертикальное смещение
50 75 100 125 150 175 200 225 Внутренних осевых сил (kN)
Рис. 16. Измеренное изменение(разновидность) HFRP trussed член внутренние осевые силы N с
увеличением прикладного груза P.
5040^
30 4
05
L20
. » 10
0D2 -r 3
6
D4
T
9
12
Рис. 14. Измеренное изменение(разновидность) полного вертикального смещения с увеличением
прикладного груза P.
0
80- - 7060196
G 5005
H 40 4 o
LL?
3020100
15
Местоположение набирает шаблоны (m)
60
Рис. 17. Измеренное изменение(разновидность) GFRP trussed член внутренние осевые силы N с
увеличением прикладного груза P.
Смещение (mm)
Рис. 15. Измеренное изменение(разновидность) середины промежутка вертикальное смещение с
увеличением прикладного груза P.
Внутренние осевые силы (kN)
48.9 mm, и структура - все еще в упругом режиме в окончательном государстве(состоянии) предела,
загружающем уровень. Поэтому, структура удовлетворяет допустимый предел отклонения.
3.3.2. Внутренние осевые силы на HFRP и GFRP trussed члены
В испытании, никакое взламывание не было слышимо в процессе погрузки. Рост внутренних осевых
сил N (от размеров(измерений) напряжения) с увеличением прикладного груза P во всех измеренных
trussed членах представлен в Рис. 16-18. Под изгибом, загружающим условие(состояние), внутренние
осевые силы показали почти линейный в более низком HFRP аккорде и диагонали GFRP членов
ткани(сети) (Рис. 16 и 17) но нелинейное изменение(разновидность) в вертикальных членах
ткани(сети) (рис. 18). Должно быть отмечено, что измеренные внутренние осевые силы были
только вызваны прикладным грузом P, не само-вес структуры.
Как показано в рис. 16, внутренние осевые силы на более низких членах аккорда Н1 и N2 имеет
подобную тенденцию роста из-за их целостности. Однако, имеется маленькое несоответствие
между двумя кривыми, с осевой внутренней силой N1, являющегося меньшим чем таковой N2.
197
Действительно, осевая внутренняя сила
N1 и N2 идентична в идеальной структуре. Это
несоответствие главным образом вызвано различием в переходе между
разработанной(предназначенной) идеальной структурой (первоначально как стержень
объединенный) и экземпляр (не фактически стержень
Внутренние осевые силы (kN)
Рис. 18. Измеренное изменение(разновидность) алюминия trussed член внутренние осевые силы N с
увеличением прикладного груза P.
Объединенный, см. рис. 8. C-6). Кроме того, отмечено, что резкое изменение(замена) произошло в
более низких членах аккорда, когда прикладной груз
Увеличенный до 24 kN. Возможно, что это изменение(замена) было приписано начальной
деформации трубы, вызванной изготовлением или собранием. Когда внутренние осевые силы
достигли некоторого порога (приблизительно 45 kN в N1 и 50 kN в N2), HFRP трубу тянули прямо,
резко при увеличении полной длины и поэтому соответствующие напряжения, как иллюстрируется в
рис. 19.
На GFRP диагональных членах ткани(сети), признак(подпись) и абсолютная ценность внутренних
осевых сил между N5 и N6 очень отличается от друг друга. Член Н5 был в сжимающем
государстве(состоянии), принимая во внимание, что N6 был в государстве(состоянии)
напряженности; кроме того, N5 был подвергнут большим внутренним осевым силам чем N6, как
изображено в рис. 17. Различия главным образом из-за конфигурации trussed членов в течение
погрузки. Для алюминиевых вертикальных членов, внутренние осевые силы, как ожидалось, будут
нулевыми основанными на проекте; однако, измеренные силы показали недостаток однородности,
хотя намного меньший чем таковой более низких членов аккорда и диагональных членов (рис. 18).
Это несоответствие может быть вызвано особенно небольшой, iчувствуют склонность
структуры в течение процесса погрузки. Кроме того, резкое изменение(замена) в Рис. 17 и 18 может
также быть приписано вышеупомянутому резкому изменению(замене) во внутренних осевых силах
на более низких членах аккорда.
Стол 3 выставки максимальные напряжения, полученные от напряжений в окончательном
государстве(состоянии) предела, загружающем уровень наряду с соответствующей силой предела
198
материалов и критического напряжения
buckling. Очевидно, что измеренное растяжимое
напряжение - намного меньше чем их предел прочности передачи для всех растяжимых членов;
кроме того, измеренное сжимающее напряжение меньшее чем критическое напряжение buckling для
членов сжатия (некоторые диагональные члены ткани(сети)). Таким образом, фактический запас
прочности больший чем используемый запас прочности; структура удовлетворяет требования
проекта. В столе, критическое напряжение bucking GFRP членов ткани(сети) - полный bucking,
подчеркивают и может быть получен что касается [36,37]. Визуальный осмотр после испытания не
показал никакое взламывание во внешней поверхности trussed членов. Более низкие члены аккорда
были только в государстве(состоянии) напряженности, которое является в согласии с проекте.
3.3.3. Распределение Напряжения на "I" лучах палубы моста
Рис. 19 подарков напряжения в измеренных пунктах(точках) на "I" лучах палубы моста на уровне
погрузок 75 kN. Может наблю&(соблюдаться), что напряжения находятся в
государстве(состоянии) напряженности на более низком flange двух взаимных лучей и в
государстве(состоянии) сжатия на всех продольных лучах. Абсолютные ценности на взаимных лучах
намного меньшие чем те на продольных лучах. Государство(состояние) напряженности взаимных
лучей согласилось с ожиданием. Однако, напряжения на продольных лучах показали сложное
распределение напряжения, которое было неожиданно.
Напряжения на более низком и верхнем flange и centroid области "I" лучей не равны друг другу в
каждой взаимной секции главных продольных лучей (см. рис. 20). Кроме того, это неравенство
изменяется от секции " " к секции C-C, где напряжения показывают увеличивающуюся тенденцию
от более низкого flange до верхнего flange в секции " " и уменьшающейся тенденции в B-B и C-C
секциях. От другой перспективы, лучи в секции показывают " " вниз изгиб, в то время как в B-B и C-C
секциях показывают вверх изгиб; соответствующая деформация продольных лучей поэтому
предсказана, чтобы показать образец с двумя областями (рис. 21). Действительно, продольные лучи
были первоначально разработаны(предназначены) как осевой сжимающий компонент, и измеренные
лучи будут в чистой области(регионе) изгиба при условии(состоянии) погрузки с четырьмя
пунктами. Поэтому, напряжения на более низком и верхнем flange и centroid области "I" лучей в
данной взаимной секции будут равны друг другу; кроме того, деформация будет подобна по лучу.
Неожиданная деформация может быть приписана комбинации местного изгиба (вызванный
распределением груза на тонкой пластине
под грузом колеса) с эксцентричным сжатием (вызванный
199
не-осевой сконцентрированной силой по connectors) для 1 области(региона), который отличается от
главным образом эксцентричного сжатия для области(региона) 2. Не-осевая сконцентрированная
сила по connectors была сильна, и это было сформировано стойким изгибом момент в течение
погрузки и передано(перемещено) по pinhole connector, линия центра которого не совпадает с линией
centroid палубы моста (рис. 21).
В проекте, средние напряжения в каждой взаимной секции по главным продольным лучам, как
рассматривается, являются тем же самый при условии(состоянии) погрузки с четырьмя пунктами,
где главные продольные лучи - все в чистой области(регионе) изгиба и показывают то же самое
осевое государство(состояние) сжатия. Однако, рис. 20 выставок, что средние напряжения,
измеренные в каждой взаимной секции по главным продольным лучам неравны и увеличение с секции "
" к секции C-C; и это может иллюстрироваться рис. 22a, который был получен от " Луч - grillage "
числовая модель в Секции 4. Кроме того, результаты показали, что напряжения на более низком
flange вторичных продольных лучей меньшие чем таковой главных продольных лучей в C-C секции, и
это несоответствие намного большее чем это в секции " ". Это неожиданное распределение
напряжения отличается от такового составной палубы моста, для которой тонкая пластина и
вторичные продольные лучи является непрерывной и не сломанной(нарушенной). Действительно, в
составной палубе моста, напряжения по всем продольным лучам равны друг другу среди главных
продольных лучей и вторичных.
Вышеупомянутые неожиданные деформации главным образом вызваны неоднородностью палубы
моста, особенно не - непрерывность вторичных продольных лучей. В испытании, большая осевая
сконцентрированная сила сформирована по connectors стойким изгибом момент (рис. 22a).
Напряжение сначала переданный(перемещенный)
Продольное Напряжение (ц)
Продольное Напряжение (ц)
Рис. 19. Измеренное изменение(разновидность) напряжений на HFRP trussed члены с увеличением
прикладного груза P. (a) N1 (b) N2.
Стол 3
200
Сравнение измеренного осевого напряжения на trussed членах с их силой передачи или критическим
напряжением buckling.
Trussed члены предложенного моста
HFRP члены GFRP члены Алюминиевые члены
Измеренная ценность (MPA)
Tens./comp. Tens./comp. Tens./comp.
82.4/8.1/48.6 1.9/2.1
Десятки. Strength/comp. Сила (MPA)
1650/620
1000/560
345/450
-/Critical buckling напряжение (MPA)
-/- -/114.9 -/235.9
Рис. 20. Измеренное распределение напряжения на "I" лучах палубы моста (u).
Распределите груз
Centroid линия
Я
Сконцентрированная сила
^ Искаженная форма Неискаженная форма
^
Область(регион) 1
^
Область(регион) 2
Возвышенность продольного луча
21 рис.. Схематическое представление деформации главных продольных лучей.
Через доли из трех главных продольных лучей около connectors, но долей вторичных лучей около
середины промежутка не переносят большое напряжение в то же самое время из-за их
неоднородности, как обозначено потоком напряжения на тонкой пластине в рис. 22b. В рис. 22b,
местное распределение напряжения около области погрузки опущено главным образом для ясности
показа напряжения на других областях.
Сконцентрированные силы по connector главным образом
201
распределены по главным продольным лучам в области(регионе) 2. Однако, в 1 области(регионе),
вторичные лучи начинают участвовать в отношении(поведении) погрузки, наряду с главным
продольным лучом. Таким образом, несоответствие напряжения около области погрузки меньшее
чем это около середины промежутка между главными продольными лучами и вторичными.
Согласно характеристикам распределения напряжения и тропы потока напряжения, несколько
рекомендаций и меры могут быть получены для проектирования и улучшения структуры, особенно
другие 4 единицы другой колеи: (1) измерения вторичных продольных лучей могут быть
разработаны(предназначены), чтобы быть меньшими, чтобы уменьшить вес; (2) pinholes должен
быть помещен в центр массы палубы моста, чтобы избежать эксцентричного сжатия; и (3) доля
главных продольных лучей около connectors должна быть в местном масштабе усилена из-за
высокого уровня напряжений.
( A)
( B)
Comp.
О?
Оо
О-0 ш о
Десятки.
Область(регион) 1 я Область(регион) 2
Главный один
Вторичный один ^
Главный Вторичный Главный один
X-руководство
Comp.
Оооооо
А0
Десятки.
Г о c SL
202
X-руководство
Область(регион) 2
Область(регион) 1
Рис. 22. Подчеркните схематическую диаграмму палубы моста, полученной от "луча - grillage"
числовая модель. (A) Осевое прямое напряжение главных продольных лучей; (b) X-напряжение тонкой
пластины.
4. Конечный анализ элемента
Цель конечного анализа элемента (FEA) состоит в том, чтобы обеспечить удовлетворительную
числовую модель, которая точно предсказывает такие механические поведения как отклонение и
напряжение. Числовой анализ был выполнен, используя конечное программное обеспечение анализа
элемента общего назначения ANSYS. В следующих секциях, детальное описание FEA
единственной(отдельной) единицы и целой структуры представлено.
4.1. Единственное(отдельное) структурное моделирование единицы
4.1.1. Палуба Моста
Для моделирования структурной единицы, две различных FE модели были отобраны, чтобы
моделировать палубу моста, упомянутую как моделим "луча - grillage и "снаряд луча".
(1) модель "Снаряда луча"
Неплатежом, для моделирования такой палубы моста, тонкая пластина моделируется с
элементом снаряда(раковины), в то время как crisscrossing лучи смоделированы с элементом луча.
Так что этот метод моделирования неплатежа был сначала отобран и назвал модель "Снаряда
луча" в этой бумаге. В этой модели, SHELL63 элемент был отобран для алюминиевой тонкой
пластины. SHELL63 включает линейные функции формы и изгибающиеся способности, и узлы
помещены в середину толщины элемента. Распределение напряжения изменяется линейно от
основания до высшей поверхности элемента. Кроме того, расстояние от средней поверхности до
чрезвычайных волокон, которые нужно использовать для оценок напряжения может быть
определено данными входа "CBOT" и "CTOP". Данные входа "CBOT" и "CTOP" были установлены как
" 45 mm " и " 50 mm ", соответственно,
203потому что тонкая пластина была фактически
расположена на вершине "I" лучей. В FE модели, это представило расстояние от centroid "I" лучей к
вершине или поверхности основания тонкой пластины.
BEAM188 элемент со сжатием напряженности и изгибающимися способностями
наймется(использовался), чтобы моделировать "I" лучи. Этот элемент основан на Timoshenko
теории луча, и стригущиеся результаты(влияния) деформации включены. Это стоит упоминать,
что, в реальной структуре, высота главного продольного "I" луча и взаимных лучей - 100 mm, в то
время как таковой вторичных продольных лучей и взаимных лучей - 50 mm. Centroid вторичных
продольных лучей также как вторичных взаимных лучей выше чем таковой главных продольных
лучей и главных взаимных лучей, соответственно. Однако, centroids всех "I" лучей - первоначально в
том же самом самолете в FE модели. Так что команда "SECOFFSET" тогда использовалась, чтобы
переместить вторичные продольные лучи и взаимные лучи к соответствующему
положению(позиции) для более точного решения. Размер петли 100 mm был выбран для тонкой
пластины и "I" лучей. Передача FE модель представлена в рис. 23a.
(2) модель "Луча - grillage"
В случае палубы моста, составленной из тонкой пластины, действующей сложно с рядом
crisscrossing лучей, если жесткость стрижки незначительна, структура может быть упрощена как
модель, содержащая только лучи [38]. Этот метод моделирования был отобран, чтобы делать
сравнение с неплатежом моделью "Снаряда луча" в анализе. Модель называется моделью "луча grillage" в этой бумаге. В этой модели, тонкая пластина разделена на две части в середине двух
смежных продольных лучей (или взаимные лучи) и слита в crisscrossing лучи, чтобы формировать
единственный(отдельный) орган(тело) (рис. 24). Это обеспечивает предпочтительный метод
показать распределение напряжений на продольных и взаимных лучах. В FE модели, BEAM188
элемент был также отобран, чтобы моделировать "I" лучи, с верхним flanges расширился по ширине
и равный расстоянию между каждыми двумя смежными продольными лучами (или взаимные лучи).
Толщина верхнего flanges была установлена как 5 mm, который является равным таковому
алюминиевой тонкой пластины. Эти расширенные лучи были тот же самый как "T" лучи, для
которых другие измерения являются равными первоначальным. Размер петли 100 mm был выбран для
алюминия "I" члены луча. Передача FE204
модель представлена в рис. 23b.
4.1.2. Trussed члены и connectors
HFRP и GFRP trussed члены главным образом подвергнуты только растяжимой или сжимающей
погрузке. Без изгиба, 2-ой элемент связки Связывается 8, может использоваться, но в реальной
структуре, эти члены аккорда могут испытывать, стригут деформацию. Таким образом, BEAM188
элемент был отобран, чтобы получить более представительские результаты для свойств этих
членов. Это стоит упоминать здесь, что для случая HFRP и GFRP trussed члены, линейная anisoмодель материала тропика должна использоваться, потому что свойства - не тот же самый во
всех руководствах(направлениях). Номер(число) разногласий элемента был установлен как 10 для
этих trussed членов. Передача FE модель trussed членов представлена в рис. 25.
Для моделирования connectors, расположенного в обеих сторонах структурных единиц, трудно
точно моделировать эту область(регион), потому что connector и совпадающие члены аккорда все
смоделированы, используя элементы луча. В FE модели, connectors были упрощены как доля
соответствующих членов аккорда. Номер(число) разногласий элемента был установлен как 10 для
этих connectors. Передача FE модель connectors представлена в рис. 25.
Один из наиболее важных параметров в течение конечного моделирования элемента структуры материальное моделирование. И алюминий и GFRP/HFRP ведет себя нелинейно в более высоком
диапазоне напряжения. Однако, линейный FEA может предсказывать поведение гибридного моста с
достаточной точностью, если напряжение, вынужденное(вызванное) в материалах - в пределах
линейного диапазона напряжения. Мертвый вес не рассматривался в два FE моделями. Общее
количество элементов в " луч - снаряд(раковина) " модель было 5952 и 3506 для SHELL63 и BEAM188,
соответственно, принимая во внимание, что это в модели "луча - grillage" было 5952 для BEAM188.
4.2. Моделирование Экземпляра
Система координаты была определена с X-осью, параллельной более низким аккордам, Y-ось,
параллельная взаимным лучам, и Z-оси, параллельной высоте структуры. Происхождение системы
координаты было в узле, расположенном в одной стороне более низкого члена аккорда. Основанный
на FE модели единственной(отдельной) структурной единицы, FE модель экземпляра была получена
4 копиями в руководстве(направлении) X-оси (рис. 26). Каждые две смежных единицы были связаны
булавкой joints описанный следующим образом.
В фактической структуре, имеется205
один избыточный градус(степень) вращения свободы булавки
joints, где изгибающегося момента нужно избежать. Булавка joints также моделировалась в FE
модели (рис. 26). В течение процесса копирования, четыре узла пары были сформированы в переходе
из каждых двух смежных единиц. Если каждая пара была сжата в только одного
единственного(отдельного) узла, единственный(отдельный) узел будет подвергнут изгибающемуся
моменту, и все шесть свобод не были бы сохранены. Таким образом, действие сжатия не
проводилось для этих узлов, и команда "CP" наймемся(использовалась), чтобы определить набор
соединенных градусов(степеней) свободы. Сцеплением 5 DOFS (UX, UY, UZ, ROTX и ROTZ) из двух
узлов и выпуска вращательного DOF ROTY, булавка joints была осознана эффективно.
Соответствующие условия(состояния) границы смещения требовались следующим образом: узлы в
x = 0, y = 0 и z = 0 были ограничены в x -, y -, и z-руководствах (скрепленное условие(состояние)) и
узлы в x = L, y = 0 и z = 0 были ограничены в y- и z- руководствах(направлениях) (условие(состояние)
ролика). Кроме того, узлы в x = 0, z = H, и x = L, z = H были ограничены в y-руководстве, чтобы
избежать бокового отклонения.
B/2 b b
Вторичный Продольный Луч
Главный Продольный Луч
( Или Взаимный Луч) (Или Взаимный Луч)
Рис. 24. Упрощенная схематическая диаграмма модели "луча - grillage".
Рис. 25. FE модель trussed членов и connectors.
Граничное условие(состояние) представлено в рис. 26. В FE модели, передача однородно
распределила груз колеса, был преобразован в грузы пункта(точки), действующие на каждого узла в
области погрузки палубы моста. Древесины кровати и стальные клавиатуры поддержки не были
смоделированы. Общее количество элементов было 46,720 (3506 BEAM188 элементы и 5952
SHELL63 элементы) в " луч - снаряд(раковина) " модель и 3506 (BEAM188 элементы) в модели "луча grillage". FE модель экземпляра показывается в рис. 26.
4.3. Числовые результаты и сравнение с экспериментальными результатами
4.3.1. Смещение в середине промежутка
206
Чтобы получить кривую смещения груза, числовые моделирования были выполнены с той же самой
FE моделью, но различными уровнями погрузок в соответствии с изгибом с четырьмя пунктами,
загружающим условие(состояние).
Вертикальные смещения в середине промежутка были извлечены, и две моделируемых кривой
смещения груза были получены от модели "снаряда луча" и модели "луча - grillage", как показано в
рис. 27. Как показано, две кривой были подобны друг другу. Соответствующие максимальные
вертикальные отклонения были 45.9 mm и 45.3 mm для "снаряда луча" и модели "луча - grillage",
соответственно. Кроме того, соответствующая кривая, измеренная набирающимся шаблоном D3
также подготовлена в рис. 27.
Все три кривой линейны и - особенно близко к друг другу, но с маленьким различием в наклоне.
Наклоны "луча - grillage" и кривых "снаряда луча" 1.634 x 106N/m и 1.655 x 106 N/m, соответственно;
принимая во внимание, что таковой измеренной кривой 1.546 x 106 N/m. Изгибающаяся
неподвижность (EI) структуры, полученной от "луча - grillage" и кривых смещения груза "снаряда
луча" - 5.377 x 107Nm2 и 5.448 x 107Nm2, соответственно; принимая во внимание, что это получило
от измеренной кривой - 5.088 x 107 N m2. Различие изгибающейся неподвижности - приблизительно
5.66 % между "лучом - grillage" числовая ценность и экспериментальный результат, в то время как
это - приблизительно 7.06 % между "снарядом луча" числовая ценность и экспериментальный
результат. Различие главным образом приписано несходствам в местной структурной
конфигурации между FE моделями и фактическим экземпляром, например., Идеальный стержень,
объединенный в FE модели и дефиците connectors в фактической структуре из-за производственной
погрешности. Вообще, отклонение гибридной FRP-АЛЮМИНИЯ космической структуры моста
связки может моделироваться два FE модели с удовлетворительной точностью.
4.3.2. Внутренние осевые силы на trussed членах
Вынуждает(ограничивает)
Булавка, объединенная " CP
Рис. 26. Конечная модель элемента экземпляра.
207
Внутренние осевые силы на алюминиевых
вертикальных членах ткани(сети) космической связки
приблизительно равны 0 kN (см. рис. 18), который является подобным вертикальным членам
ткани(сети) в связках самолета. Чтобы производить много-сравнение с числовой ценностью и
экспериментальными результатами, аналитическое решение было решено основанным на
упрощенной аналитической модели (рис. 28), который проводился в предварительной стадии
проекта. В этой аналитической модели, космическая связка была упрощена как связка самолета.
Вертикальные и верхние члены аккорда были заменены двух алюминиевых вертикальных членов
ткани(сети) и палубы моста, соответственно. Ценности были рассчитаны согласно структурной
механике. Внутренние осевые силы на проспекте
? - Измеренный набирают шаблон D3 • - FEA с моделью "Луча - grillage" " " " FEA с " Снаряд луча
"модель"
10 15 20 25 30 35 40 45 Смещения (mm)
5
12m
* ^
*
4. 5m P/2i 3m я P/2 4. 5m
12
Рис. 28. Упрощенная аналитическая плоская модель экземпляра.
Трубчатые члены получили от упрощенной
аналитической модели, представлены в Столе 4 наряду с
208
соответствующими экспериментальными результатами и числовыми решениями.
Как показано в Столе 4, внутренние осевые силы на HFRP и GFRP trussed члены, полученные от
два FE модели не только очень подобны друг другу но также и очень подобные следствиям
эксперимента и аналитической модели. Однако, хотя силы особенно маленькие, имеется
несоответствие в алюминиевых вертикальных членах ткани(сети), полученных от четырех
различных методов. Несоответствие между числовыми решениями и экспериментальными
результатами было главным образом из-за различия в структурной конфигурации между идеалом FE
образцовый и фактический экземпляр; в то время как это между числовыми силами отличный от
нуля и аналитическими нулевыми ценностями было главным образом вызвано пространственными
результатами(влияниями), поскольку груз применялся на область в FE модели и на пункте(точке) в
упрощенной аналитической модели. Вообще, конечный анализ элемента (FEA) обеспечил
удовлетворительное предсказание экспериментальных результатов в терминах внутренних осевых
сил на HFRP и GFRP trussed членами. Кроме того, упрощенная аналитическая модель была доказана,
чтобы быть доступной моделью для предварительного проекта FRP trussed члены под
положительным flexural, загружающим условие(состояние).
4.3.3. Напряжение на "I" лучах
80
70
60
50
7
40
"П
A
0
209
30
20
10
0
0
50
Рис. 27. Изменение(разновидность) середины промежутка вертикальное смещение с увеличением
прикладного груза P.
На палубе моста, продольные лучи - главные члены, которые передают(перемещают) напряжение
и поэтому должны получить больше
G21-1
G16-1
G20
G15
G19-1
G14-1
A
G29
G27
?Ш
G26-1
A
B
A
B
G18
Стол 4
G13
210
Внутренние осевые силы на trussed членах: сравнение между FEA, экспериментирует и
теоретический анализ. Различные методы для внутренних осевых сил
Trussed внутренние осевые
силы членов (kN)
1
2 5 6 3 4 7 8
Числовое решение модель "Снаряда луча"
193.43 193.43 -74.89 6.19
-0.90
-0.90
1.58
-1.58
Модель "Луча - grillage"
193.13 193.13 -74.35 5.98
-0.78
-0.78
-1.72
-1.72
Экспериментальные результаты
186.61 198.60 -68.88 11.47
-2.08
0.85
-1.98
1.45
Аналитическое решение
198.53 198.53 -76.06 0 0 0 0 0
Числовая модель для палубы моста. С другой точки зрения, метод моделирования неплатежа
(метод моделирования "снаряда луча") не всегда соответствующий всем палубам моста orthotropic.
5. Заключения
Гибридная FRP-АЛЮМИНИЙ космическая структура связки была разработана(предназначена)
как модульный мост для чрезвычайных целей. Этот мост имеет промежуток 12 м. и содержит 8
структурных единиц, которые составлены из алюминиевой палубы, поддержанной FRP
материальными трубами и связаны мужскими кувшинами и женскими челюстями, основанными на
новой технике связи, называемой пред сжатая связь зубов (PTTC). Как случай испытания(суда), 4
единицы были изготовлены и установлены как единственный промежуток просто поддержанная
структура. И изгиб с четырьмя пунктами, загружающий испытательный и числовой анализ был
выполнен на экземпляре. Следующие заключения были оттянуты:
( 1) Основанный на гибриде FRP и алюминиевых материалах, объединенных с эффективным пред
сжатая технология связи зубов, предложенный космический мост связки имеет легкий вес только
приблизительно 1.2 тоннами, i.e,. Только 0.15 тонн в единицу. Таким образом, мост может
транспортироваться поверхностно и установлен вручную и быстро из-за использования " пред
изготовленный " легкие модульные единицы.
( 2) экспериментальное изучение показало выполнимость предложенного гибридного FRPАЛЮМИНИЯ космического моста связки,
который показал линейное поведение под окончательным
211
государством(состоянием) предела, загружающим уровень. Изгибающаяся неподвижность была
идентифицирована как 5.088 x 107 N m2. Измеренное максимальное вертикальное смещение (48.9
mm) - меньше чем допустимый предел отклонения (80 mm). Максимальные напряжения в
окончательном государстве(состоянии) предела, загружающем уровень - меньше или чем
материальная сила или критическое напряжение buckling, i.e,. Фактический запас прочности
больший чем используемый запас прочности. И неподвижность и сила была хорошо в пределах
требований проекта, и мост показывает звуковое(нормальное) структурное flexural поведение.
( 3) палуба моста показала сложное распределение напряжения, которое является невыгодным к
структурной безопасности. Распределение напряжения по главным продольным лучам показало два образец области(региона), который не был последователен с осевым com- pressive компонент.
Неожиданная деформация главным образом приписана эксцентричному сжатию, вызванному не осевая сконцентрированная сила по connector. Кроме того, напряжения по более низкому flange "I"
луча отличались между главными продольными лучами и вторичными лучами, и это - главный
результат не-непрерывности палубы моста. Палуба моста должна быть пересмотрена и
оптимизирована.
( 4) результаты, полученные от FEA основанный на двух палубе моста FE модели ("снаряд луча" и
модели "луча - grillage") были в хорошем соглашении с экспериментальными результатами для
внутренних осевых сил на trussed членах и вертикальном смещении целой структуры. Однако,
последний произвел более реалистическое предсказание напряжений чем прежний для моделирования
палубы моста. В целом, модель "луча - grillage" соответствующая моделированию этой структуры.
( 5) внутренние осевые силы на FRP trussed члены, расчетные от упрощенной аналитической плоской
модели показали хорошую корреляцию с ценностями, полученными от экспериментального
испытательного и числового анализа. Таким образом, упрощенная аналитическая модель эффективный метод вычисления для FRP trussed члены предложенного моста под положительным
flexural, загружающим условие(состояние).
Опыт от изготовления, собрания, и процессов монтажа, также как следствий
экспериментальных испытаний и числового анализа экземпляра в этой бумаге, был высоко полезен
для улучшения проекта предложенного космического моста связки особенно палуба моста. Меры для
изготовления другой колеи происходят.
212Один - и экземпляры с двумя колеями будет подвергнут ряду
испытаний instrumented, чтобы исследовать структурную целостность(честность) моста.
Результаты испытаний на этих экземплярах будут сообщены в предстоящих статьях. Кроме того,
мост с 24 м. по длине будет разработан(предназначен) и построен основанный на этих работах.
Подтверждения
Исследование, представленное в этой бумаге поддержано в соответствии с Главной
Государственной Основной Программой Развития Исследования Китая (973 Программа) под
Предоставлением Номер 2012CB026202 и Национальная Программа Поддержки Науки и техники
Китая под Предоставлением Номер 2012BAK05B00.
Авторы желают подтвердить их членов команды для их помощи в проведении экспериментов и
ФАРФОРА HARZONE КОМПАНИЯ ПРОМЫШЛЕННОСТИ, LTD., для их помощи в изготовлении и
собрании структурных единиц. Благодарность также дается анонимным рецензентам для их
полезных предложений на усовершенствовании качества нашей существующей бумаги.
Ссылки(рекомендации)
[ 1] Pendhari SS, Kant T, Desai YM. Заявление(применение) соединений полимера в гражданском
строительстве: общий обзор. Compos Struct 2008; 84:114-24.
[ 2] Защита J, Kim Y, Jung J, Kosmatka J. Экспериментальная характеристика pultruded GFRP
соединяет палубу для легких транспортных средств. Compos Struct 2007; 80 (01):141-51.
[ 3] Stankiewicz B. Соединение GFRP палуба для структур моста. Proc Eng 2012; 40:423-7.
[ 4] Исправляет PJD, Barros JAO, Sena-Cruz JM, Taheri М. Развитие пешехода соединяет с GFRP
профилями и укрепленным волокном, само-уплотняя конкретную палубу. Compos Struct 2011; 93
(11):2969-82.
[ 5] Защита C, Сэм L. Развития FRP соединяет в ВЕЛИКОБРИТАНИИ - краткий обзор. Реклама
Struct Eng 2010; 13 (5):823-35.
[ 6] Kendall D. Достижения в FRP соединяют проект. Reinf Plas 2010; 54 (3):38-42.
[ 7] Yan B, Yao AL, Сильный запах GD. FRP сложные материалы для заявлений(применений) моста.
В: Международный симпозиум на новшестве и sustainability структур в гражданском
строительстве -включая сейсмическую разработку, 20-22 ноября, Nanjing, Китай;
2005.
[ 8] Farhey DN. Долгосрочное выполнение(работа),
контролирующее Технического 21 все-сложного
213
моста. J Compos Constr 2005; 9 (3):252-62.
[ 9] Alampalli S. Полевое выполнение(работа) FRP моста плиты. Compos Struct 2006; 72 (4):494-502.
[ 10] Ji HS, Песня WC, Ma ZGJ. Проект, испытательное и полевое заявление(применение) GFRP
рифленого - основного моста бутерброда. Eng Struct 2010; 32:2814-24.
[ 11] Wight RG, Erki MA, Shyu CT. Развитие FRP складного моста с коротким промежутком экспериментальные результаты. J Соединяет Eng 2006; 11:489-98.
[ 12] Robinson MJ, Kosmatka JB. Развитие короткого волокна промежутка укрепило сложный мост
для чрезвычайного ответа и военных заявлений(применений). J Соединяет Eng 2008; 13:388-97.
[ 13] Keller T, Bai Y, Vallee T. Долгосрочное выполнение(работа) стеклянного укрепленного волокном
моста связки полимера. J Compos Constr 2007; 11 (1):99-108.
[ 14] Pfeil ГОСПОЖА, Teixeira AMAJ, Battista RC. Экспериментальные испытания на GFRP модулях
связки для разборных мостов. Compos Struct 2009; 89 (1):70-6.
[ 15] Strongwell и Wheeler корпорация Древесины. < Http: // www.strongwell.com / >.
[ 16] Chilton J. Космические структуры сетки. Оксфорд (ВЕЛИКОБРИТАНИЯ): Архитектурный
Пресс(печать); 2000.
[ 17] Schtuze R. Легкие углеродистые пруты волокна и структуры связки. Mater Des 1997; 18 (46):231-8.
[ 18] Rackliffe МЕНЯ, Jensen DW, Лукас WK. Местный и глобальный buckling крайнего - легкого
IsoTruss ® структуры. Compos Sci Technol 2006; 66 (2):283-8.
[ 19] Ju S, Jiang DZ, Shenoi RA, Xiao JY. Flexural свойства легких FRP сложных структур связки. J
Compos Mater 2011; 45 (19):1921-30.
[ 20] Bai Y, Yang X. Романа, объединенные для собрания все-сложных космических структур связки:
концептуальный проект и предварительное изучение. J Compos Constr 2013; 17:130-8.
[ 21] Kostopoulos V. Проекта и строительство моста vehicular, сделанного стакана(стекла) /
полиэстер pultruded лучи коробки. Plas, Rubb Compos 2005; 34 (4):201-7.
[ 22] Alnahhal WI. Структурные характеристики и предсказание отказа(неудачи) гибрида FRPбетон соединяют системы палубы и суперструктуру. Ph. D. dissertation. Государственный
университет Нью-Йорка, Университет в Буффало; 2007.
[ 23] Chen L, Karbahri VM. Новые системы
моста, использующие FRP соединения и бетон:
214
художественный обзор " государство(состояние) ". Prog Struct Eng Mater 2006; 8:143-54.
[ 24] Keller T, Gurtler H. Квази-статический и выполнение(работа) усталости клеточного FRP
соединяют палубу adhesively хранящийся на таможенных складах к стали girders. Compos Struct
2005; 70:484-96.
[ 25] Alnahhal W, Aref A. Структурное выполнение(работа) гибридного волокна укрепило полимер конкретные системы суперструктуры моста. Compos Struct 2008; 84:319-36.
[ 26] Giannopoulos G, Vantomme J, Wastiels J, Taerwe L. Числовых анализа и экспериментальный
validation для статических грузов сложной структуры моста. Compos Struct 2003; 62 (2):235-43.
[ 27] Durfee Роберт Х. Обзор треугольных взаимных систем связки секции. J Struct Eng 1986;
112:1088-96.
[ 28] Durfee Роберт Х. Проект треугольной взаимной секции соединяет связку. J Struct Eng 1987;
113:2399-414.
[ 29] Китай Национальный Военный Стандарт. Общий Кодекс для Военного Проекта Моста (GJB
1162-91); июнь 1992 (в Китайце).
[ 30] Солнце WJ, Chen BQ. Теория проекта военных мостов. Пекин: Национальный Пресс(печать)
Промышленности Защиты; 2008 (в Китайце).
[ 31] GB/T 1447-2005. Укрепленные волокном соединения пластмасс - определение(намерение)
растяжимых свойств. Пекин, Китай: Китай Национальный Комитет Управления Стандартизации;
2005 (в Китайце).
[ 32] GB/T 1448-2005. Укрепленные волокном соединения пластмасс - определение(намерение)
сжимающих свойств. Пекин, Китай: Китай Национальный Комитет Управления Стандартизации;
2005 (в Китайце).
[ 33] GB/T 1450.1-2005. Укрепленные волокном соединения пластмасс - определение(намерение)
стрижет свойства. Пекин, Китай: Китай Национальный Комитет Управления Стандартизации;
2005 (в Китайце).
[ 34] Li F, Zhao QL, Chen HS. Исследование относительно отношения(поведения)
способности(вместимости) единственного(отдельного) зуба к соединению пред сжатая связь зубов.
J Reinf Plast Comp (в прессе(печати)) (doi: 10.1177/0123456789123456).
[ 35] Chen XB. Руководство соединения
215матрицы полимера. Пекин: Пресс(печать) Химической
промышленности; 2004 (в Китайце).
[ 36] Barbero EJ, Raftoyiannis IG. Euler buckling pultruded сложных колонок. Compos Struct 2003; 24
(2):139-47.
[ 37] Hashem ZA, Юань RL. Короткий против длинного поведения колонки pultruded стеклянного
волокна укрепил соединения полимера. Constr Строит Mater 2001; 15:369-78.
[ 38] Farago B, Chan WWL, Homberg H. Анализ стальных палуб со специальной
ссылкой(рекомендацией) на шоссе соединяет в AMARA и KUT в ИРАКЕ. ЛЕД Proc 1960; 16 (1):1-32.
Публикация Представления(вида) stats
G17-1
G12-1
B
CC
У /// шштт1т -216
5
^ ww-wwww-ww-wra -450
1 ^ 86 ЗЙ-1СИ
-77
1 Соответствующий автор. Tel.: + 86 13675147271. Адресы Электронной почты: zhangdodo_163
163. com (D. Zhang), zhaohsql919 163. com (Q. Zhao), owen9020 163. com (Y. Huang), lifei609 163. com
(F. Li), chspla 163.- com (H. Chen), 137208169 qq.com (D. Miao).
2 - 102
] -457 -450
C
V /// " Луч - shell'modeling я Экспериментальные результаты ^ " Луч - grillage " моделирование
Рис. 29. Сравнение напряжений на более низком flange продольных "I" лучей (u).
Внимание в проекте чем взаимные лучи. В этой секции, только напряжения на более низком flanges
продольных "I" лучей были сравнены между числовыми решениями и экспериментальными
результатами, чтобы проверить пригодность(готовность) два FE модели палубы моста ("снаряд
луча" и модели "луча - grillage"). Сравнение между экспериментальными результатами и числовыми
решениями представлено в рис. 29.
216
Очевидно, что имеется высокое несоответствие в напряжениях между экспериментальными
результатами и числовыми решениями, полученными от модели "снаряда луча" в большинстве
измеряющих пунктов(точек), если бы не G15 и G13, которые находятся на вторичных лучах и около
середины промежутка. В целом, модель "снаряда луча" не совпадает с фактическим распределением
напряжения и таким образом не может производить удовлетворительную вычислительную модель
палубы моста. Однако, несоответствие между экспериментальными результатами и числовыми
решениями, полученными от модели "луча - grillage" меньшее в почти всех пунктах(точках)
измерения. Модель "луча - grillage" показывает лучшее подобие фактическому распределению
напряжения. Кроме того, максимальное напряжение от модели "луча - grillage" - слегка lager чем
соответствующие экспериментальные результаты (см. G14-1), который является выгодным для
структурной безопасности в стадии проекта, потому что максимальное напряжение - ключевой
фактор проекта. Следовательно, модель "луча - grillage" соответствующая использованию как
Соединение Структурирует 108 (2014) 602-615
D. Zhang и другие / соединение Структурирует 108 (2014) 600-615
616
D. Zhang и другие / соединение Структурирует 108 (2014) 600-615
618
Composite Truss Bridge Decks
Joao Pedro Ribeiro Braz *
Institute Superior Tecnico, TULisbon, Portugal
Abstract
An experimental investigation was carried out in the aim to understand the behavior of a bridge deck
consisting of a three- dimensional steel truss
made composite with a concrete slab. This investigation
217
consisted in constructing a test specimen and loading it to collapse by means of a static load control test.
A moment curvature analysis was performed in order to predict the ultimate capacity of the system. A relative
good precision was achieved for the ultimate flexural capacity of the negative moment zones, as for the
global vertical displacements. However, the structural system didn't maintain both strength and ductility up
to the end of the test, due to local failure modes verified in several critical zones.
The results of this investigation contributed to a better understanding of the structural critical conditions
related to this new deck typology.
Keywords: Composite bridge; Space truss; Circular hollow section; Bending moment; Curvature.
1. Introduction
Aesthetics and environmental integration are nowadays key parameters for most of the bridge designers.
The demands related to visual and noise impact and considerations for traffic maintenance during
construction are aspects that may be explored when choosing between a concrete and a composite solution,
both acceptable in structural and functional terms. However, the possible advantages of composite bridges
must be explored together with the deck typology and the erection scheme, in order to face the
competitiveness of concrete solutions [1].
In recent times, the use of composite trusses, mainly adopting tubular members has been increasing in
bridge design due to:
1. Aesthetical qualities related to lightness and transparency;
2. Adaptability to functionality conditions, namely in double decks for highway and railway traffic [2];
3. Developments in cutting and welding technologies;
4. Increases of the use of high strength steels and lightweight concrete [3].
The aim of this paper is to contribute for the study of composite truss bridge decks, mainly regarding its
structural behavior. A loading test performed at a scale model of a composite truss bridge deck will be
described. Some brief design cases using this deck typology will also be presented.
2. Composite Truss Decks
Some examples of composite bridge decks, in which the main supporting structure is made from a steel
truss, are presented in this section.
218
The innovative design of the Lully viaduct results in a light and transparent structure made of a triangular
cross-section fabricated entirely from unstiffened circular hollow sections. Each twin space truss as a typical
span of 42.75m and a slenderness L/H of approximately 13. The cross-section is 2.9 m high and 12.0 m wide
and is supported by a single slender pier. The largest diameters and thickness of the tubes are 500 mm and
nearly 70 mm respectively. One of the major difficulties was related to the design of the complex KK joint
connections between the chords and diagonals, mostly regarding fatigue verifications. Therefore, geometry
calculations, computed guided cutting and edge preparation of the tubes were necessary in order to perform
fully penetration welds [4].
The steel truss was assembled from ground level by crane trucks with a building speed of one full span
every two weeks. Concrete pumping moved at the same speed as the truss erection with use of mobile
formwork. Every stage corresponded to half a span and took one week long.
Fig. 1 - The Lully Viaduct, Switzerland.
SOme bridge designers have chosen to use cast steel
joints for connecting tubular elements. Although less efficient from an economic point of view, the casting
process allows an optimal design of the joint according to
the flow of internal forces, which can lead to an alternative solution [5].
Cast steel joints were applied at the Nesenbachtal Bridge, shown on Fig. 2. With a total length of 151 m
and a main span of 49.5 m, the bridge structure is made entirely from tubular elements made, including the
piles. The tubes diameter varies between 193.7 mm and 323.9 mm. The diagonals connect directly to the
concrete slab by "saw-tooth" connections, due to the absence of upper
chords.
Fig. 2 - The Nesenbachtal Bridge, Germany.
The bridge over the Roize region is considered by many
219
bridge designs as a benchmarking reference due to its innovating structural concept. The composite truss
bridge deck, of the authorship of Jean Muller, follows a remarkable modular concept. Each steel module is
formed
by four tubular diagonals made of steel plates connected
by t-butt welds, a 4 m length bottom chord segment with irregular hexagonal shape and an I-shaped plate
girder
with welded shear studs to provide composite action. The bridge forms a continuous beam system with a span
distribution of 36 m, 40 m and 36 m. The bridge deck cross-section is 2,38 m high and 12,20 m wide. In order
to considerably reduce the steel elements thickness, external longitudinal prestress tendons were
adopted. The concrete deck was also constructed using prefabricated slabs of high performance concrete,
which helped to reduce the selfweight of the superstructure [6].
Fig. 3 - The Roise Bridge, France.
3. Experimental Investigation
For the present thesis, a test specimen consisting of
a scale model of a composite truss bridge deck was set
up and tested to collapse. This section of the paper provides a summary of the experimental procedures that
were accomplished at the university's laboratory.
3.1. Description of the Test Specimen
As shown in Fig. 4, the test specimen was a global isostatic beam system, with a middle span of 6 m and a
cantilever span of 1,5 m. The specimen was a space
truss formed by steel circular hollow sections (CHS)
connected to a concrete slab with width and thickness
of 1100 mm and 70 mm respectively. The longitudinal reinforcement in each face of the slab consisted of #5
bars spaced of 100 mm. Two rows of shear studs spaced at approximately 180 mm were welded to both top
chords, in order to provide composite behavior.
220
All the connections between the continuous chords and the diagonal members were welded connections made
on site, avoiding the use of stiffener elements. The top chords were also connected to lateral brace members.
The dimensions of the main steel elements are shown in Fig. 4. The geometry of the inferior KK
joints between the diagonals and the bottom chord is
also presented.
3.2. Fabrication of the Test Specimen
The described steel truss had been previously assembled in the extent of another academic investigation.
Therefore, only the construction of the concrete slab is covered in the present work.
The construction of the composite truss proceeded as follows:
1. The steel structure was lifted and positioned over the concrete supports.
2. The wood formwork was set up and the steel reinforcement assembled.
3. The slab was concreted in-situ with no use of temporary shores.
4. The concrete slab was manually leveled.
3.3. Material Properties
Material testing was performed to determine the actual material properties.
Tension tests were performed on the steel tubes and #5 reinforcement bars. Fig. 5 shows the results of these
tests.
Fig. 4 - Specimen longitudinal shceme, cross-section and inferior KK joint geometry (mm).
Concrete for the slab was provided by a local ready- mix supplier. The 28-day compressive strength of the
concrete was 38.4 N/mm2 while, at the time of the load tests, the compressive strength was 48.1 N/mm2, as
determined by material testing.
800 700 600 500 400 300 200 1 00 0
Bottom Chord Upper Chords Diagonals
Reinforcement bars
221
10 15 20 Displacement (mm)
Fig . 5 - Stress-displacement relationship from material testing.
3.4. Instrumentation Plan
During the load tests, strains and deflections were measured at various locations along the structure.
Strains were measured using resistive foil strain gauges while vertical displacements were monitored by
linear displacement potentiometers located under the load application points. All the instruments were
attached to a data-acquisition system controlled by a personal computer. Fig. 6 shows the locations were
strains were measured at the intermediate support section.
Figure 7 shows the test specimen and loading scheme prior to testing. Roller-type supports made of steel
bars were used to allow free rotation and translation in the horizontal direction. Two hydraulic jacks were
assembled for loading of the test specimen. Each jack was connected to an individual pumping station, which
allowed the application of two independent loads. The correct distribution of loading was achieved using a
spreader steel beam placed on the top of the slab. Load incrementation was applied manually at both
stations.
The specimen was loaded incrementally at both loading points until a loading value corresponding to the
ultimate moment resistance of the support section was achieved. After that, loading at the cantilever end was
fixed and incrementing of middle span loading was resumed. Loading at middle span was interrupted when
the collapse of the structure is observed.
Figure 8 illustrates the corresponding shear force and bending moment diagrams, due to the planned
loading fixture.
Fig. 7 - Test set-up and loading fixture.
4. Numerical Analysis
Prior to the loading of the test specimen, a numerical analysis was performed to estimate the flexural
capacity of cross sections, as well as to predict
the vertical displacements of the structural system.
222
4.1. Moment Curvature Analysis
The purpose of the moment-curvature analysis was to calculate the ultimate moment resistance of the cross
sections and to obtain an approximation for some expected behaviors, such as cracking of the concrete slabs
and plastification of the steel chords. For purpose of calculation, simplifications were made in the geometry
of the CHS members. Slippage between the steel tubes and the concrete slab was not considered.
A numeric program was developed to perform moment curvature analysis for the composite section. The
following provides a brief description of the program steps and main assumptions:
1. The cross section is divided into a number of layers, each one corresponding to a particular material, as
shown in Fig. 9.
2. An applied moment is selected.
3. A curvature is selected, for which the resistance moment will be calculated.
4. A depth to the neutral axis is selected.
5. The strain at each layer is calculated, assuming a linear strain distribution.
6. The stress at each layer is calculated, on the basis of the appropriate constitutive relationship for each
material.
Fig. 8 - Loading scheme and corresponding stresses.
7. The stresses are integrated to obtain the net force of the section.
8. The resistance moment is calculated from the
stresses
9. The equilibrium equations for pure bending are resolved: NEd=NRd=0; MEd-MRd=0.
Fig. 9 - Discretization of cross section for numerical analysis.
10. If equilibrium is not satisfied, steps 3 through 9 are iterated.
4.2. Structure Displacements
(1)
The structure vertical displacements were predicted using the known theorem of virtual works:
r1—V—
223
8 = I — M + Vdx
JR
AG
where the shear area is calculated according to the "equivalent web area" for a Warren-type truss beam.
For eq. (1), inelastic bending strains (curvatures 1/R)
are included, while shear strains were considered as
elastic only.
The material models for the steel tubes and the reinforcing bars were input as bi-linear stress-strain
relationships as defined in EC3 [7].
As for the concrete, different mechanical behaviors
were considered, according to the nature of the stresses.
Therefore, strain-hardening and strain-softening relationships were established when subject to
compressive stresses [8]. The "Tension-stiffening effect" was not considered for purposes of
simplification.
0 0 0 '0 0 100 50 0
300 250
s 200
?
Й 150
s
100 50
Figures 10 and 11 show the moment-curvature diagrams obtained from the iterative method previously
described.
.
^
224
^к
ncrete crushi
ng
ж\
Chord yielding
^^ Cc
0,E+00 2,E-05 4,E-05 6,E-05 8,E-05 Fig. 10 - Moment-curvature diagram for positive bending moments.
0
5. Experimental Results
The following section provides general observations made through the experimental tests and the
numerical results obtained.
5.1. Load-Deflection Data
Figures 12 and 13 show the load-deflection curves obtained from the loading test.
As may be seen in Fig. 12, the load-displacement response of the end section is nearly linear until a
deflection of 14 mm was reached, which corresponded to an applied load of approximately 120 kN. This
results match with the numerical analysis, since the
predicted load value for the yielding of the bottom chord was 127 kN. Further indication of the yielding of the
bottom chord is given by the strain data analysis. After this level, the system stiffness decreased significantly
until the ultimate load of 167 kN is reached with a maximum observed deflection of 44 mm at the end section.
The graph in Fig. 13 shows a linear response for the midspan section during the increment of both loads.
After reaching the maximum load applied at the cantilever, the increase of deflections is observed due to the
transfer of stress to the positive moment region. However, the structural system reached collapse before the
midspan section could reach a level close to his
maximum bending capacity. Therefore, the
225 ultimate load for positive moment region could not be obtained. It
was observed a maximum deflection of 33 mm at
midspan section.
0,E+00 4,E-06 8,E-06 1,E-05 2,E-05 2,E-05 1/R
Fig. 11 - Moment-curvature diagram for negative bending moments.
Displacement [mm] Fig.12 - Load-displacement results for the end section.
Fig. 14 - Chord shear failure next to intermediate support.
Fig. 15 -Buckling of compressed diagonals.
Displacement [mm]
Fig. 13 - Load-displacement results for middle span section.
5.2. Failure Modes
The cracking of the concrete slab occurred for an applied load of 42 kN, close to the theoretical cracking
load of 50 kN obtained from the numerical analysis.
The system collapse occurred for cantilever and midspan loads of 167 kN and 235 kN respectively, for
which the support section reached his ultimate flexure capacity with rupture of the longitudinal
reinforcement.
The support section couldn't achieve the required ductility behavior since the local failure modes observed
at the steel truss prevented the stress redistribution to the midspan zone. The system was therefore unloaded
at this point, due to the drop in applied loads.
226
The local failure mode corresponded to the shear failure of the bottom chord at the KK-shaped joint closest
to the intermediate support, together with the buckling of the compressed diagonals, as shown in Figures 14
and 15.
It is important to notice that failure of the weld roots was not observed in any location of the structure.
5.3. Strain Data
Figures 16 to 19 show the strain results monitored at different locations of the test specimen.
Figure 16, corresponding to the strains installed at the bottom and top of the lower chord located at the
midspan, shows that the strain profile is highly linear in this region. This indicates that it would have been
possible to engage significant deflection at the midspan section after the yielding of the lower chord, due to
the considerable displacements obtained from elastic behavior.
As seen in Fig. 17, concrete cracking in negative moments region occurred for an applied load of 42 kN,
which corresponds considerably to the estimated values since the cracking load, was calculated as 50 kN.
The same graph shows the lack of ductility of the reinforcement bars due to the sudden interruption of the
load-strain curve for the ultimate load of P2=235 kN.
As seen in Fig. 18, the bottom chord in negative region has shown a linear behavior until an applied load of
approximately 95 kN was achieved, resulting in an increase of the slope of the load-strain curve. Although
showing a ductility behavior after the yielding of the most distanced fiber, the section reached complete
plastification before the maximum applied load was reached. Analytic results show that, for a load case of
P1=167 kN; P2=235kN, the bottom chord reaches a corresponding compressive force of 453 kN, very close
to the NPLRd value.
0 200 400 600 800 1000 1200 1400
micro-Strain [x10E-6]
Fig. 16 - Strain data in the reinforcement bars at the support region.
80
40
Figure 19 shows the strain data measured
227 at four diagonals of the space truss, each reading corresponding
to one element. Results indicate a linear load-strain relation for the compressed diagonals for applied loads
within P2=167 kN (maximum load applied at the cantilever). Readings show a first change in the graph's
slope due to the interruption of loading at the cantilever. A second slope change for P2=210 kN suggests that
these elements began to respond in post-critical behavior from this point forward. Analytical results show a
maximum compressive strength of 85 kN at the diagonals for an applied load of 167 kN, very close to the
design buckling resistance, matching with the test results.
5
"O
0
Fig. 17 - Strain data in the bottom chord at the support region.
-16000 -14000 -12000 -10000 -8000 -6000 -4000 -2000 0 micro-Strain [x10E-6]
6. Conclusions
Composite truss bridges stand out mainly for their aesthetic qualities and innovating design, which make
them competitive when facing traditional solutions.
The present work tries to give a contribution to the study of composite truss decks regarding the structural
response to the ultimate limit states.
Moment curvature analysis showed a good prediction for Mcracking and for the ultimate flexural capacity
at the support region as for the vertical structural displacements, mainly during elastic regime.
All the welds between tubular elements showed good resistance during the load test. No failures at the weld
roots were observed.
280
0 200 400 600 800 1300 1200 1400
Fig. 18 - Strain data in the bottom chord at the midspan region.
ПАГ1
-1700 -1300 -900 -500 -100 300 700 1100 1500
Fig. 19 -Strain data at the diagonals.
228
5
"O
оLongitudinal reinforcement was clearly insufficient to allow a full redistribution of bending moments, since
unpredicted local failure modes occurred during the load test, preventing the midspan region from
reaching higher solicitations. Furthermore, test results showed that tubular diagonals responded at postcritical regime, which was later confirmed by strain data analysis.
To achieve a good ductility performance, verifications must be made regarding not only to the global
structural behavior but also possible local failure mechanisms located at the truss joints.
Appendix A - Analytical Model of the Structure
With purpose of comparing with the test results, elastic analyses were carried out with a 3D model of the
structure, as presented in Fig. 20.
The steel truss was modeled with frame elements with no torsional resistance and the concreted slab with
four- node shell elements. The frame and shell elements were connected by rigid links because the model was
assumed to behave as full interaction. The steel truss frame elements were connected by stiffened joints in
order to account for the secondary stresses at the tubes, due to local bending. Cracked analysis was made by
simply discarding the corresponding shell elements. However, more accurate calculations can be made by
means of non-linear pushover static analysis, available in the software.
Calculations were carried out by the structural analysis software SAP2000, developed at Harvard
University.
[3] Cruz, Paulo; Reis, A. J. - "Pontes com tabuleiros misto ajo- betao: utilizajao de betoes leves de alto
desempenho", 3° Encontro de Construjao Metalica e Mista, Aveiro, 2001.
[4] Dauner, Hans G.; Decorges, G.; Oribasi, A.; Wery, D. - "The Lully Viaduct, a Composite Bridge with
Steel Tube Truss", Journal of Constructional Steel Research, Paper 55, 1998.
[5] Kuhlmann, Ulrike; GUnter, Hans-Peter - "Welded circular hollow section (CHS) joints in bridges",
Proceedings of the 10th International Symposium of Tubular Structures, Madrid, 2003.
[6] Montens, Serge; Causse, Gilles; Bouchon, Pascal - "Le pont experimental sur la Roize", Bulletin Ponts
Metalliques, N° 15, France, 1992.
[7] Eurocode 3 - Design of steel structures
229 - Part 1-1:General rules and rules for buildings", EN 1993-1-1,
European Committee for Standardization, Brussels, 2005.
[8] Pedro, Jose Oliveira - "Pontes atirantadas mistas: estudo do comportamento estrutural", Tese de
Doutoramento em Engenharia Civil, IST, Lisboa, 2007.
Fig. 20 - Analytical model of the test specimen.
References
[1] Reis, A.J. - "Bridge decks: composite systems for improved aesthetics and environmental impact",
Composite Bridges: State of the Art in Technology and Analysis, Proceedings of the 3rd International
Meeting, Colegio de Ingenieros de Caminos, Canales y Puertos, Madrid, 2001.
[2] Reis, A.J. - "Steel concrete composite bridges: options and design issues", 7th International Conference
on Steel Bridges, Guimaraes, Portugal, 2008.
*e-mail: joaopedrobraz@gmail.com
Сложные Палубы Моста Связки
Joao Pedro Ribeiro Braz *
Возбудите Превышающий Tecnico, TULISBON, Португалия
Резюме
Экспериментальное исследование было выполнено в цели понять поведение палубы моста,
состоящей из трехмерной - стальной связки, сделанной соединением с конкретной плитой. Это
исследование состояло в строительстве испытательного экземпляра и погрузки этого, чтобы
разрушиться посредством статического испытания контроля(управления) груза.
Анализ искривления момента был выполнен, чтобы предсказать окончательную
способность(вместимость) системы.230
Относительная хорошая точность была достигнута для
окончательной flexural способности(вместимости) отрицательных зон момента, что касается
глобальных вертикальных смещений. Однако, структурная система не обслуживала(поддерживала),
и силу и податливость до конца испытания, из-за местных способов отказа(неудачи), проверенных в
нескольких критических зонах.
Результаты этого исследования вносили вклад в лучше понимание структурных критических
условий(состояний), связанных с этой новой типологией палубы.
Keywords: Сложный мост; Космическая связка; Круглая полая секция; Изгиб момента; Искривление.
1. Представление
Эстетика и интеграция окружающей среды - в настоящее время ключевые параметры для
большинства проектировщиков моста. Требования(спроса), связанные с визуальным и шумовым
воздействием и соображениями(рассмотрениями) для обслуживания движения в течение
строительства - аспекты, которые могут исследоваться при выборе между бетоном и сложным
решением, и приемлемый в структурных и функциональных сроках(терминах). Однако, возможные
преимущества сложных мостов должны исследоваться вместе с типологией палубы и схемой
монтажа, чтобы стоять перед конкурентоспособностью конкретных решений [1.
В недавнем разе, использование сложных связок, главным образом принимая трубчатых членов
увеличилось в мосте, wнамереваются(проектируют) из-за:
1. Эстетические качества, связанные с lightness и прозрачностью;
2. Адаптируемость к условиям(состояниям) функциональных возможностей, а именно в двойных
палубах для шоссе и железнодорожного движения [2];
3. Достижения в сокращении и сварочных технологиях;
4. Увеличения использования высоких сталей силы и легкого бетона [3].
Цель этой бумаги состоит в том, чтобы внести вклад для изучения сложных палуб моста связки,
главным образом относительно структурного поведения. Испытание погрузки, выполненное в
модели масштаба сложной палубы моста связки будет описано. Некоторые краткие случаи(дела)
проекта, использующие эту типологию палубы будут также представлены.
2. Сложные Палубы Связки
Некоторые примеры сложных палуб231
моста, в которых главная структура поддержки сделана от
стальной связки, представлены в этой секции.
Творческий проект Lully viaduct кончается легкой и прозрачной структурой, сделанной
треугольной взаимной секции, изготовленной полностью от ненапрягающихся круглых полых секций.
Каждая связка места близнеца как типичный промежуток 42. 75m и slenderness L/H приблизительно
13. Взаимная секция - 2.9 м. высоко и 12.0 м. широкого и поддержана единственным(отдельным)
стройным пирсом. Самые большие диаметры и толщина труб - 500 mm и почти 70 mm
соответственно. Одна из главных трудностей была связана с проектом комплекса KK объединенные
связи между аккордами и диагоналями, главным образом относительно проверок усталости.
Поэтому, вычисления геометрии, вычисленное управляемое(руководствуемое) сокращение и
подготовка края труб были необходимы, чтобы исполнить полностью проникновение, сваривает [4].
Стальная связка была собрана от уровня оснований(земли) грузовиками подъемного крана со
скоростью здания одного полного промежутка каждые две недели. Бетон насосный перемещенный в
ту же самую скорость как монтаж связки с использованием передвижного formwork. Каждая
стадия, переданная половине промежутка и брала(принимала) одну неделю долго.
Рис. 1 - Lully Viaduct, Швейцария.
НЕКОТОРЫЕ проектировщики моста выбрали использовать сталь броска
Joints для соединения трубчатых элементов. Хотя менее эффективный с экономической точки
зрения, бросок
Процесс позволяет оптимальный проект объединенных согласно
Поток внутренних сил, которые могут вести к альтернативному решению [5.
Сталь Броска joints применялась в Мосте Nesenbachtal, показаны на рис. 2. С полной длиной 151 м.
и главного промежутка 49.5 м., структура моста сделана полностью от трубчатых сделанных
элементов, включая груды. Диаметр труб изменяется между 193.7 mm и 323.9 mm. Диагонали
соединяются непосредственно с конкретной плитой связями "видеть - зуба", из-за отсутствия
верхних
Аккорды.
Рис. 2 - Мост Nesenbachtal, Германия.
232
Мост по Roize области(региону) рассматривается многими
Проекты моста как эталонное тестирование ссылаются из-за вводящей новшества структурной
концепции. Сложная палуба моста связки, авторства Джеана Муллера, следует за замечательной
модульной концепцией. Каждый стальной модуль сформированный
Четырьмя трубчатыми диагоналями, сделанными стальных связанных пластин
T-butt сваривает, 4 м. долю аккорда основания длины с нерегулярной формой hexagonal и я пластина
форменный girder
С сваренным стригут гвоздики, чтобы обеспечить сложное действие. Мост формирует
непрерывную систему луча с промежутком
Распределение 36 м., 40 м. и 36 м. Взаимная секция палубы моста - 2,38 м. высоко и 12,20 м.
широкого. Чтобы значительно уменьшать стальную толщину элементов, внешние продольные
prestress сухожилия
Принятый. Конкретная палуба была также построена, используя prefabricated плиты высокого
бетона выполнения(работы), который помог уменьшать самовес суперструктуры [6].
Рис. 3 - Мост Roise, Франция.
3. Экспериментальное Исследование
Для существующего тезиса, испытательный экземпляр, состоящий
Модель масштаба сложной палубы моста связки набор
И проверенный, чтобы разрушиться. Эта секция бумаги обеспечивает резюме экспериментальных
процедур, которые были выполнены в лаборатории университета.
3.1. Описание Испытательного Экземпляра
Как показано в рис. 4, испытательный экземпляр был глобальная isostatic система луча, со средним
промежутком 6 м. и промежутка консоли 1,5 м. Экземпляр был место
Связка, сформированная стальными круглыми полыми секциями (CHS)
Соединенный с конкретной плитой с шириной
и толщиной
233
Из 1100 mm и 70 mm соответственно. Продольное укрепление в каждом лице плиты состояло из * 5
брусков(баров), раздельные из 100 mm. Два ряда стригут гвоздики, раздельные в приблизительно 180
mm, были сварены к обоим высшим аккордам, чтобы обеспечить сложное поведение.
Все связи между непрерывными аккордами и диагональными членами были сваренные связи,
сделанные на участке, избегая использования stiffener элементов. Высшие аккорды были также
связаны с боковыми членами фигурной скобки. Измерения главных стальных элементов
показываются в рис. 4. Геометрия худшего KK
Joints между диагоналями и аккордом основания
Также представленный.
3.2. Изготовление Испытательного Экземпляра
Описанная стальная связка была предварительно собрана в степени другого академического
исследования. Поэтому, только строительство конкретной плиты закрыто(охвачено) в
существующей работе.
Строительство сложной связки перешло следующим образом:
1. Стальная структура была поднята и помещена по конкретным поддержкам.
2. Древесина formwork была основана и стальное собранное укрепление.
3. Плита была concreted in-situ без использования временных берегов.
4. Конкретная плита была вручную leveled.
3.3. Материальные Свойства
Испытание Материала было выполнено, чтобы определить фактические материальные свойства.
Испытания Напряженности были выполнены на стальных трубах и * 5 брусков(баров) укрепления.
Рис. 5 выставок результаты этих испытаний.
Рис. 4 - Экземпляр продольный shceme, взаимная секция и худшая KK объединенная геометрия (mm).
234
Бетон для плиты обеспечивался местным готовым - смешивают поставщика. 28-дневная
сжимающая сила бетона была 38.4 N/mm2, в то время как, во время испытаний груза, сжимающая
сила была 48.1 N/mm2, как определено материальным испытанием.
800 700 600 500 400 300 200 1 00 0
Аккорд Основания Верхние Диагонали Аккордов
Бруски(бары) Укрепления
10 15 20 Смещения (mm)
Рис. 5 - отношения Смещения напряжения от материального испытания.
3.4. План Аппаратуры
В течение испытаний груза, напряжения и отклонения были измерены в различных
местоположениях по структуре. Напряжения были измерены, используя шаблоны напряжения
фольги имеющий сопротивление, в то время как вертикальные смещения были проверены линейным
смещением potentiometers расположенный под пунктами(точками) заявления(применения) груза. Все
инструменты были приложены к системе приобретения данных, управляемой персональным
компьютером. Рис. 6 выставок, местоположения были напряжения, был измерен в промежуточной
секции поддержки.
Изобразите 7 выставок испытательный экземпляр и схема погрузки до испытания. Поддержки
Типа ролика, сделанные стальных брусков(баров) использовались, чтобы позволить свободное
вращение и перевод в горизонтальном руководстве(направлении). Два гидравлических гнезда были
собраны для погрузки испытательного экземпляра. Каждое гнездо было связано с индивидуальной
насосной станцией, которая позволила заявление(применение) двух независимых грузов. Правильное
распределение погрузки было достигнуто, используя луч стали распорки, помещенный в вершину
плиты. Приращение Груза применялось вручную на обеих станциях.
Экземпляр был загружен с приращением в оба пункта(точки) погрузки, пока ценность погрузки,
соответствующая окончательному сопротивлению
момента секции поддержки не была
235
достигнута. После этого, загружающий в консоль конец был установлен, и incrementing средней
погрузки промежутка был возобновлен. Погрузка в средний промежуток была прервана, когда крах
структуры наблюдается(соблюдается).
Число(фигура) 8 иллюстрирует передачу, стригут силу и изгиб диаграммы момента, из-за
запланированного крепления погрузки.
Рис. 7 - Испытательная установка и крепление погрузки.
4. Числовой Анализ
До погрузки испытательного экземпляра, числовой анализ был выполнен, чтобы оценить flexural
способность(вместимость) взаимных секций, также как предсказывать вертикальные смещения
структурной системы.
4.1. Анализ Искривления Момента
Цель анализа искривления момента состояла в том, чтобы вычислить окончательное
сопротивление момента взаимных секций и получить приближение для некоторых ожидаемых
поведений, типа взламывания конкретных плит и plastification стальных аккордов. С целью
вычисления, упрощения были сделаны в геометрии CHS членов. Slippage между стальными трубами и
конкретной плитой не рассматривался.
Числовая программа была развита, чтобы исполнить анализ искривления момента для сложной
секции. Следующее обеспечивает краткое описание шагов программы и главных предположений:
1. Взаимная секция разделена на множество слоев, каждый, соответствующий специфическому
материалу, как показано в рис. 9.
2. Прикладной момент отобран.
3. Искривление отобрано, для которого сопротивления момент будет рассчитан.
4. Глубина к нейтральной оси отобрана.
5. Напряжение в каждом слое рассчитано, принимая линейное распределение напряжения.
6. Напряжение в каждом слое рассчитано, на основе соответствующих учредительных отношений
для каждого материала.
236
Рис. 8 - Погрузка схемы и передачи напряжений.
7. Напряжения объединены, чтобы получить чистую силу секции.
8. Сопротивление момент рассчитано от
Напряжения
9. Уравнения равновесия для чистого изгиба решены: НЕД = NRD = 0; MED-MRD = 0.
Рис. 9 - Discretization взаимной секции для числового анализа.
10. Если равновесие не удовлетворено, шаги 3 до 9 повторены.
4.2. Смещения Структуры
( 1)
Структура вертикальные смещения была предсказана, используя известную теорему
действительных работ:
R1-V8 = Я - М. + Vdx
JR
AG
Где стригущаяся область рассчитана согласно " эквивалентная область ткани(сети) " для луча
связки Типа Уоррена.
Для eq. (1), inelastic изгибающиеся напряжения (искривления 1/R)
Включены, в то время как стригут напряжения, рассматривались как
Резинка только.
Материальные модели для стальных труб и брусков(баров) укрепления были вход как bi-линейное
напряжение напряжения
Отношения как определено в EC3 [7].
Что касается бетона, различные механические поведения
Рассматривались, согласно характеру(природе)
напряжений.
237
Поэтому, укрепляющиеся напряжение и смягчающиеся напряжение отношения были установлены
когда подчиненный
Сжимающие напряжения [8]. " Напрягающийся напряженность результат(влияние) " не
рассматривался с целью
Упрощение.
0 0 0 ' 0 0 100 50 0
300 250
S 200
?
Й 150
S
100 50
Фигурирует 10, и 11 показывают диаграммы искривления момента, полученные от повторяющегося
метода, предварительно описанного.
^к
Ncrete crushi
Ng
Ж\
Аккорд выдающий(уступающий)
^^ Cc
0, E + 00 2, E-05 4, E-05 6, E-05 8, E-05 рис. 10 - Искривление момента изображает схематически для
положительного изгиба моменты.
5. Экспериментальные Результаты
Следующая секция обеспечивает общие наблюдения, сделанные через экспериментальные
испытания и числовые полученные результаты.
5.1. Данные Отклонения груза
Фигурирует 12, и 13 показывают кривые
отклонения груза, полученные от испытания погрузки.
238
Как может быть замечен в рис. 12, ответ смещения груза конца, секция почти линейна, пока
отклонение 14 mm не было достигнуто, который соответствовал(переписывался) прикладному грузу
приблизительно 120 kN. Это
Результаты соответствуют с числовым анализом, начиная с
Предсказанная ценность груза для выдающего(уступающего) из аккорда основания была 127 kN.
Дальнейший признак выдающего(уступающего) из аккорда основания дается анализом данных
напряжения. После этого уровня, неподвижность системы уменьшилась знаменательно, пока
окончательный груз 167 kN не достигнут с максимумом наблюдаемое(соблюдаемое) отклонение 44
mm в конец секция.
Граф в рис. 13 выставок линейный ответ для midspan секции в течение приращения обоих грузов.
После достижения максимального груза, прикладного в консоли, увеличение отклонений
наблюдается(соблюдается) из-за передачи(перемещения) напряжения к положительной
области(региону) момента. Однако, структурная система достигнутый крах перед midspan секцией
могла бы достигать уровня близко к его
Максимум, изгибающий способность(вместимость). Поэтому, окончательный груз для
положительной области(региона) момента не мог бы быть получен. Это наблюдалось(соблюдалось)
максимальное отклонение 33 mm в
Midspan секция.
0, E + 00 4, E-06 8, E-06 1, E-05 2, E-05 2, E-05 1/R
Рис. 11 - Искривление момента изображает схематически для отрицательного изгиба моменты.
Смещение [mm] Рис. 12 - Смещение груза кончается в течение конца секция.
Рис. 14 - Аккорд стрижет отказ(неудачу) рядом с промежуточной поддержкой.
Рис. 15 -Buckling сжатых диагоналей.
239
Смещение [mm]
Рис. 13 - Смещение груза кончается для средней секции промежутка.
5.2. Способы Отказа(неудачи)
Взламывание конкретной плиты произошло для прикладного груза 42 kN, близко к теоретическому
грузу взламывания 50 kN полученный от числового анализа.
Крах системы произошел для консоли и грузов midspan 167 kN и 235 kN соответственно, для
которого секция поддержки достигла, его окончательная способность(вместимость) сгибания с
разрывает продольного укрепления.
Секция поддержки не могла бы достигать требуемого поведения податливости, так как местные
способы отказа(неудачи), наблюдаемые(соблюдаемые) в стальной связке предотвратили
перераспределение напряжения к зоне midspan. Система была поэтому разгружена в этом
пункте(точке), из-за снижения(капли) в прикладных грузах.
Местный способ отказа(неудачи), переданный стригущемуся отказу(неудаче) аккорда основания в
KK-форменном объединенный самый близкий к промежуточной поддержке, вместе с buckling
сжатых диагоналей, как показано в Числах(фигурах) 14 и 15.
Важно заметить, что отказ(неудача) сваренных корней не наблюдался(соблюдался) в любом
местоположении структуры.
5.3. Данные Напряжения
Фигурирует от 16 до 19, показывают результаты напряжения, проверенные в различных
местоположениях испытательного экземпляра.
Фигурируйте 16, передавая напряжениям, установленным в основании и вершине более низкого
аккорда, расположенного в midspan, показывает, что профиль напряжения высоко линеен в этой
области(регионе). Это указывает, что было бы возможно нанять существенное отклонение в
midspan секции после выдающего(уступающего) из более низкого аккорда, из-за значительных
смещений, полученных от упругого поведения.
240
Как замечено в рис. 17, взламывание бетона в отрицательной области(регионе) моментов
произошло для прикладного груза 42 kN, который соответствует(переписывается) значительно
оцененным ценностям начиная с груза взламывания, был рассчитан как 50 kN. Тот же самый граф
показывает недостаток податливости брусков(баров) укрепления из-за внезапного прерывания
кривой напряжения груза для окончательного груза От P2 до 235 kN.
Как замечено в рис. 18, аккорд основания в отрицательной области(регионе) показал линейное
поведение, пока прикладной груз приблизительно 95 kN не был достигнут, заканчивающийся
увеличением наклона кривой напряжения груза. При показе поведения податливости после
выдающего(уступающего) из наиболее distanced волокна, секция достигнутый полный plastification
перед максимумом прикладной груз был достигнут. Аналитические результаты показывают что,
для случая груза От P1 до 167 kN; P2 = 235kN, аккорд основания достигает соответствующей
сжимающей силы 453 kN, очень близко к ценности NPLRD.
0
200 400 600 800 1000 1200 1400
Микро-напряжение [x10E-6]
Рис. 16 - данные Напряжения в брусках(барах) укрепления в области(регионе) поддержки.
80
40
Изобразите 19 выставок данные напряжения, измеренные в четырех диагоналях космической
связки, каждое чтение, соответствующее одному элементу. Результаты указывают линейное
отношение напряжения груза для сжатых диагоналей для прикладных грузов в пределах От P2 до
167 kN (максимальный груз, прикладной в консоли). Данные показывают первое изменение(замену) в
наклоне графа из-за прерывания погрузки в консоль. Второе наклонное изменение(замена) к От P2 до
210 kN предлагает, чтобы эти элементы начали отвечать в пост-критическом поведении от этого
пункта(точки) вперед. Аналитические результаты показывают максимальную сжимающую силу 85
kN в диагоналях для прикладного груза 167 kN, очень близко к проекту buckling сопротивление,
соответствуя с испытательными результатами.
241
5
"O
0
Рис. 17 - данные Напряжения в аккорде основания в области(регионе) поддержки.
о280
240
2 10
10
10
80
40
-16000 -14000 -12000 -10000 -8000 -6000 -4000 -2000 0 микро-напряжения [x10E-6]
6. Заключения
Сложные мосты связки выделяются главным образом для их эстетических качеств и вводящий
новшества проект, которые делают их конкурентоспособными при столкновении с перед
традиционными решениями.
Существующая работа пробует давать вклад в изучение сложных палуб связки относительно
структурного ответа на окончательные государства предела.
Анализ искривления Момента показал хорошее предсказание для Mcracking и для окончательной
flexural способности(вместимости) в области(регионе) поддержки что касается вертикальных
структурных смещений, главным образом в течение упругого режима.
Весь сваривает между трубчатыми элементами, показал хорошее сопротивление в течение
испытания груза. Никакие отказы(неудачи) в сваренных корнях не наблюдались(соблюдались).
280
0 200 400 600 800 1300 1200 1400
242
Рис. 18 - данные Напряжения в аккорде основания в midspan области(регионе).
ПАГ1
-1700 -1300 -900 -500 -100 300 700 1100 1500
Рис. 19 данных -напряжения в диагоналях.
5
"O
оПродольное укрепление было ясно недостаточно, чтобы позволить полное перераспределение
изгибающихся моментов, так как непредсказанные местные способы отказа(неудачи) произошли в
течение испытания груза, предотвращая midspan область(регион) от
Достижение более высоких ходатайств. Кроме того, испытательные результаты показали, что
трубчатые диагонали отвечали в пост-критическом режиме, который был позже подтвержденный
анализом данных напряжения.
Чтобы достигать хорошего выполнения(работы) податливости, проверки должны быть сделаны
относительно не только к глобальному структурному поведению но также и возможным местным
механизмам отказа(неудачи), расположенным в связке joints.
Приложение A - Аналитическая Модель Структуры
С целью сравнения с испытательными результатами, упругие исследования были выполнены с 3-ьей
моделью структуры, как представлено в рис. 20.
Стальная связка была смоделирована с элементами структуры(рамки) без torsional сопротивления
и concreted плиты с четыре - элементы снаряда(раковины) узла. Структура(рамка) и элементы
снаряда(раковины) была связана твердыми связями, потому что модель была принята, чтобы вести
себя как полное взаимодействие. Стальные элементы структуры(рамки) связки были связаны
напрягающимся joints, чтобы составлять вторичные напряжения в трубах, из-за местного изгиба.
Взломанный анализ был сделан, просто отказываясь от соответствующих элементов
снаряда(раковины). Однако, более точные вычисления могут быть сделаны посредством нелинейного
pushover статического анализа, доступного в программном обеспечении.
Вычисления были выполнены структурным
программным обеспечением анализа SAP2000, развиты
243
в Университете Гарварда.
[ 3] Cruz, Paulo; Reis, A. J. - " Pontes com tabuleiros misto ajo- betao: utilizajao betoes левы alto
desempenho ", 3 Ё Encontro Construjao Metalica e Mista, Aveiro, 2001.
[ 4] Dauner, Hans G.; Decorges, G.; Oribasi, A.; Wery, D. - " Lully Viaduct, Сложный Мост со Стальной
Связкой Трубы ", Журнал Конструктивного Стального Исследования, Бумага 55, 1998.
[ 5] Kuhlmann, Ulrike; GUNTER, Hans-Питер - " Сваренная круглая полая секция (CHS) joints в мостах
", Слушания 10-ого Международного Симпозиума Трубчатых Структур, Мадрида, 2003.
[ 6] Montens, Serge; Causse, Gilles; Bouchon, Паскаль - " pont экспериментальный sur Ла Roize ",
Бюллетень Ponts Metalliques, N Ё 15, Франция, 1992.
[ 7] Еврозакодируют 3 - Проект стальных структур - правила Части 1-1:General и правила для
зданий ", 1993-1-1, Европейский Комитет для Стандартизации, Брюсселя, 2005.
[ 8] Pedro, Jose Oliveira - " Pontes atirantadas mistas: estudo делает comportamento estrutural ", Tese
Doutoramento em Engenharia Гражданский, IST, Lisboa, 2007.
Рис. 20 - Аналитическая модель испытательного экземпляра.
Ссылки(рекомендации)
[ 1] Reis, A.J. - " палубы Моста: сложные системы для улучшенной эстетики и воздействия
окружающей среды ", Сложные Мосты: Штат Искусство в Технологии и Анализе, Слушания 3-ьей
Международной Встречи, Colegio Ingenieros Caminos, Каналы y Puertos, Мадрид, 2001.
[ 2] Reis, A.J. - " Стальные конкретные сложные мосты: выбора и проект выходят ", 7-ая
Международная Конференция по Стальным Мостам, Guimaraes, Португалии, 2008.
*e-mail: joaopedrobraz gmail.com
244
245
246
247
Приложение к реферату КОНСТРУКЦИЯ УЧАСТКА ПОСТОЯННОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО МОСТА НЕРАЗРЕЗНОЙ СИСТЕМЫ, ВОССТАНОВЛЕННОГО С ПРИМЕНЕНИЕМ об
использовании комбинированных типовых структурных пространственных перекрестно - стержневых конструкций МАРХИ ПСПК МПК E01D 12/00 ( аналог № № 69 082, 68
528 )
248
249
250
251
252
253
254
255
256
257
258
259
260
261
262
263
264
265
266
267
268
269
270
271
272
273
274
275
276
277
278
279
280
281
282
283
284
285
286
287
288
289
290
291
292
293
294
295
296
297
298
299
300
301
302
303
304
305
306
307
308
309
310
311
312
313
314
315
316
317
318
319
320
321
322
323
324
325
326
327
328
329
330
331
332
333
334
335
336
337
338
339
340
341
342
343
344
345
346
347
348
349
350
351
352
353
354
355
356
357
358
359
360
361
362
363
364
365
366
367
368
369
370
371
372
373
374
375
376
377
378
379
380
381
382
383
384
385
386
387
388
389
390
391
392
393
394
395
396
397
398
399
400
401
402
403
404
405
406
407
408
409
410
411
412
413
414
415
416
417
418
Скачать