Характеристика работы соединительной плиты СТЖБ ТНПС в обосновании ее конструктивных решений Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

СТРОИТЕЛЬСТВО -------------------

ВЕСТНИК ТОГУ. 2013. № 4(31)

УДК 624.21

© И. Ю. Белуцкий, Чжао Цзянь., В. Г. Яцура, 2013

ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ СОЕДИНИТЕЛЬНОЙ ПЛИТЫ СТЖБ ТНПС В ОБОСНОВАНИИ ЕЕ КОНСТРУКТИВНЫХ РЕШЕНИЙ

Белуцкий И. Ю. - д-р техн. наук, проф. кафедры «Мосты, основания и фундаменты», тел. (4212) 37-52-05, e-mail: Bridge.PUN@yandex.ru; Чжао Цзянь - асп., e-mail: zhaojianll@126.com; Яцура В. Г. - инженер, тел. (4212) 37-52-05 (ТОГУ)

В статье показана возможность аналитических решений в обосновании основных параметров соединительной плиты сталежелезобетонных температурно-неразрезных пролетных строений (СТЖБ ТНПС) и необходимость численных решений в оценке усилий с учетом ярко выраженной пространственной структуры сопряжения СТЖБ ТНПС.

Ключевые слова: сталежелезобетонные температурно - неразрезные пролетные строения (СТЖБ ТНПС), соединительная плита СТЖБ, определение усилии, аналитические решения, численные решения.

При рассмотрении сталежелезобетонных пролетных строений как реальных объектов реконструкции [1, 2] для улучшения их транспортно - эксплуатационных показателей представляется совершенно естественным, логичным и целесообразным устройство непрерывного проезда, преимущества которого в автодорожных мостах очевидны [3].

В то же время, необходимость рассмотрения обозначенного вопроса обусловлена отсутствием широкой практики внедрения и конкретных рекомендаций по конструктивному оформлению непрерывного проезда в сталежелезобетонных температурно-неразрезных пролетных строениях (СТЖБ ТНПС). Актуальность вопроса подчеркивает отличие пространственной структуры сталежелезобетонных мостов от компоновочной схемы часторебристых железобетонных мостов, на которые преимущественно ориентированы расчетные положения методических указаний [4, 5].

В отмеченной связи в статье предлагаются решения, позволяющие аргументировано подойти к конструированию сопряжения СТЖБ ТНПС.

Дадим характеристику работы соединительной плиты на основе зависимостей [4, 5] по наиболее значимым возникающим в ней усилиям.

При нагружении пролетных строений, сообщающих угловые в1,в2 и вертикальные у1, у2 перемещения соответственно левому и правому опорным

сечениям соединительной плиты пролетом 1П с жесткостью ВП изгибающий момент в ее левом опорном сечении составит:

при действии постоянных нагрузок, которым соответствуют перемещения вХс, 62с, у1 с, у2 с и изгибная жесткость плиты с учетом ползучести бетона ВП ,с

4ВПс 2ВПс 6ВПс

М1с =--^ Ъ,с +-Т~ Ъ,с +-Т,гС- (У1,с - У 2,с ), (1)

I п 1П 1П

при действии временных нагрузок, которым соответствуют перемещения ,в2у, у1 у, у2 у и изгибная жесткость плиты ВП у

4ВП 2ВП 6ВП

М1. = ^ +~Г^ ^ +-1П^ (У1,у - У 2,у), (2)

1П 1П 1П

Собственный вес соединительной плиты и 2-я часть постоянной нагрузки суммой дП вызывают равные в левом и правом опорных сечениях плиты изгибающие моменты

М = д п 1п

М 1? = -~ПГ. (3)

При местном воздействии подвижной нагрузки с коэффициентом надежности по нагрузке , динамическим коэффициентом (1 + и) и с учетом распределения давления колеса Р на длине й вдоль пролета интенсивностью Р = Р / й, изгибающий момент, больший в опорном сечении соединительной плиты, по версии [4] составляет

Рй/ й2

М'р =- ^ (3 - ^ а + и)’ (4)

П 1П

где ЬП - рабочая ширина плиты, воспринимающая действие местной нагрузки и в соответствии с указаниями [4] равная

Ьп = /п - а + Ь, (5)

при а, Ь - размерах фактической площадки опирания колеса соответственно вдоль и поперек движения.

Отметим, что выражение (4) рекомендаций [4] характеризует местное воздействие временной нагрузки на соединительную плиту небольшой длины, когда ощутимое влияние оказывает лишь одна ось тележки АК. Для сопряжения СТЖБ ТНПС, по всей вероятности, потребуется соединительная плита большей длины, когда возможно размещение двух осей тележки с взаимным расстоянием й*=1,5 м, и в таком случае выражении (5) не бесспорно в отражении поведения плиты при воздействии ряда колес при очевидном их взаимовлиянии.

Проводя аналогию с работой балочных плит, для оценки изгибающих моментов в опорном сечении соединительной плиты предлагаются выражения:

для случая воздействия одного ряда колес при 1п < 2,73 м

Мі^ = - 8ь^(1 - 2Г)rf(1+м), (6)

для случая воздействия двух рядов колес при 1п > 2,73 м

P(lП - d*) .

М1,2 p = 4Ь 7f(1+м). (7)

Принимая справедливыми выражения в отношении параметров диаграммы распределения временной нагрузки балочной плиты, рабочая ширина

плиты Ь*П из (6) и (7), с учетом расстояния между автомобильными колоннами к1 = 3,0 м, ширины колеи к2 = 1,9 м, ширины обода колеса Ь, толщины одеж-

ды ^д может быть определена из выражения

ЬП = (к1 + к2 + ЬП + 2^>д + ”П)/4. (8)

Граница разделения областей функционирования зависимостей (6) и (7) соответственно 1П < 2,73 м и 1П > 2,73 м найдена из равенстваМ11 = М12 , и,

как представляется, точность этого решения вполне достаточна для данного этапа выбора длины соединительной плиты.

Обычно расчет соединительной плиты проводят для ее полоски единичной ширины, размеры которой наряду с предварительно принятыми прочностными и деформативными свойствами бетона и арматуры используются в качестве исходных данных при определении Вп с, Вп у , дп

Рассмотрим два характерных для соединительной плиты сочетания нагружений, вызывающих в ее опорном сечении изгибающие моменты

М* = М1л, + ыи + Ыи, (9)

МГ = М1,с + М1,„ + М1Р . (10)

где М1 р представляет М11Р по (6) или М12р по (7) в зависимости от длины 1П.

Придадим выражениям (9), (10) свойства функций, зависящих от длины соединительной плиты 1П, для чего представим угловые и линейные перемещения слагаемыхМ 1у и М 1с зависимостями от положения X опорного сечения соединительной плиты (рис.1, а).

При аппроксимации прогибов балок пролетных строений длиной Ь квадратной параболой

ух = Ах2 + Вх + С (11)

и наложении граничных условий

х = а Ух = 0; х = 1 /2, Ух = Ушх; х = ^ Ух = 0

получены выражения для вертикальных и угловых перемещении пролетного строения в сечении X

4Утах 2 , 4Утах „ 0 _ , _ 8Утах , 4УП

Ух _

2 х2 + _Утахх, а_ у' _—^2^х + ^-тах. (12),(13)

х ь2 ь х х ь2 ь

С учетом схемы опирания смежных ТНПС по рис.1, а положение сечения х можно увязать с длиной соединительной плиты -п в форме х _ 0,5(1П - с) и представить выражения (12), (13) в виде

Ух _-^(-п — с)(1пь—с — 2), а _— — 1). (14),(15)

Таким образом, если найдены прогибы пролетных строений при действии 2-й части постоянной нагрузки утахс и действии временной нагрузки Утаху, то с их подстановкой в (14), (15) определяются соответствующие

линейные и угловые перемещения, входящие в выражения (1), (2).

Вместе с подобными преобразованиями представляется реальной возможность исследования на экстримум выражений (9), (10) как функций, зависящих от 1П.

При анализе выражения (9) для случая сопряжения двух идентичных пролетов с учетом регламента нагружения по этому сочетанию (временная нагрузка располагается на одном, в данном случае левом пролете и оба пролета загружены 2 - й частью постоянной нагрузки) будет иметь место:

в выражении (2): а _ 0, У2,г _ 0; (16)

в выражении (1): 01с _ 02,с, у1с _ у2с. (17)

С учетом условий (16), (17), при использовании (14), (15) с заменой в последних утах в соответствующих нагружениях на Утаху или утахс слагаемые М1 у и М1 с в выражении (9) примут вид

_ 16ВьуУ^ (_пЬс -1) - 6Впь^. (1п - с)(-ПЪс - 2), (18)

/ п ^ 1—1 * п

8 в у -

М1,с _—п’—мах,с (-^Ъ^ -!). (19)

При найденных М1 у, М1 с в форме (18), (19) и изгибающем моменте М1

по (3) производная функции изгибающего момента М1* по (9) приобретает вид

* * 8 с + Ь

(М, )' _ Ш, / д-п _ Ь-Т (2Вп у У маху + Вп сУмис )(—) -

12ВП,у Умах,у_ ( с-п - С , - - 2с) - -пЯп

ь-п

Из равенства производной (20) нулю

(м ;у_ 0 (21)

отыскивается значение -п , которому соответствует минимальная величина (по

абсолютной величине) изгибающего моментаМ1*, возникающего в левом опорном сечении соединительной плиты от нагрузок по сочетанию (9).

При проведении подобного исследования на экстремум выражения (10)

его слагаемыеМ1с, Мх раскрываются через выражения (1), (3), а местное

действие временной нагрузки в зависимости от длины соединительной плиты представляют изгибающие моменты М11 или М12 по (6) или (7). При

справедливости условия (17) для пролетных строений по рис. 1,а, изгибающем моменте М1с по (19), суммарный изгибающий моментМ** по сочетанию нагружений (10) определяют выражения: при 1п < 2,73м

М* _ 8Вп,с Умах,с (-п--с -1) - ЗА - -А-)Г/ (1+ М); (22)

Ь • 1П Ь 12 8ЪП 21 г

при 1п > 2,13м

м- = %Вп,сУмах,с (1л_с - 1) - - Р(/п * й ) у (1 + ^). (23)

1 Ь • 1П Ь 12 4ЪП 7 '' '

В сложившейся ситуации, когда области функционирования М11 по (6) иМ12 по (1), как и М** по (22) и М** по (23) различны и в общем случае не

ясно, в какой из этих областей значения М1 имеет экстримум (минимум), длина соединительной плиты, обеспечивающая взаимоприемлемые с позиции практики величины изгибающих моментов М1 и М1 , отыскивается на основе количественной оценки функций М1* и М1** .

В качестве объекта исследования рассматривается система СТЖБ ТНПС с металлоконструкциями по типовому проекту ЦНИИПСК №43282 км. Указанные пролетные строения представляют объекты с реальной перспективой их реконструкции. В данном случае интересующие вопросы рассмотрены на пролетном строении с развитым сечением железобетонной плиты проезда габаритом Г - 10 + 2х0,15 м (рис. 1,б). Усилия в соединительной плите на основе аналитических зависимостей получены с учетом жесткостных характеристик пролетных строений и геометрии поперечного сечения соединительной плиты, информацию по которым дают схема на рис.1 и данные табл. 1.

1=

+ |. ё*у1.5м; тележка АК в составе Р|=^Р | нагрузок по сочетанию (10)

к Ь Ь Із Ь її ■Ті І2 ІЗ ІЗ її

5.50 | 5.25 10.50 | 10.50 | 5.25 | 5.50^ 5.50 5.25 10.50 10.50 5.25 5.50

Ь-42.50 м О =— 0.70 м Ь=12.50м 7

і___—____і

а) Схема компоновки и параметры СТБЖ ТНПС

Плита проезда Соединительная плита

Т=0.75 Г-10.00 м Т=0.75

Рис. 1. Сталежелезобетонные пролетные строения в системе ТНПС

Таблица 1

Геометрические характеристики поперечных сечений балки_________________

Характеристи- Моменты инерции сталежелезобетонных ний (см)4 в пределах участков балок по рис.1, а. Прогибы балки, см У мах,с ^ Умах,у

ка нагружения 0 -5,50; 31,00 - 42,50 5,50 - 10,15; 31,15 - 31,00 10,15-31,15

Пост. нагрузка, 2 - я часть 10,13*106 15,23* 106 19,39* 106 2,14

Временные нагрузки 10,13*106 18,14* 106 24,10* 106 2,90

Примечания.1. Приведенные к стали моменты инерции сталежелезобетонных сечений при действии постоянной нагрузки 2- й части определены с учетом условного модуля упругости бетонаЕе^кг по приложению 19 СНиП2.05.03 - 84**, при действии временной нагрузки - с учетом Еь по табл. 28 СНиП2.05.03 - 84* для бетона класса В35. Модуль упругости стальной части сечения Ей _ 2,1 • 106 кгс / см2.

2. Временные нагрузки представлены 1 - м случаем нормативной нагрузки А14 при оценке пространственной работы пролетного строения с учетом свойств замкнутого контура его поперечных сечений; постоянные нагрузки 2 - й части включают вес

одежды и элементов мостового полотна с нормативным значением 2,476 тс/м.

3. Прогибы балки в середине пролета найдены с учетом переменной изгибной жесткости непосредственным интегрированием по формуле Мора.

В рассматриваемом примере величины Вп у, Вп с представляют отнесенные к полоске соединительной плиты единичной ширины значения изгибной жесткости ее сечения с учетом вутов и предварительно назначенного состава арматуры. При определенииВпу , Впс значения модулей упругости бетона

приняты в первом случае по табл. 28 СНиП2.05.03 - 84* и во втором случае с учетом ползучести бетона в соответствии с указаниями Приложения 13* СНиП2.05.03 - 84*. ЗначенияВп у, Вп с составили:

Вп,у _2,856-1010кгс• см2; Вп,с _ 1,255-1010кгс• см2 (24)

Необходимые для количественной оценки усилий ранее обозначены параметры Ь* по (8), представлены на рис.1 (Ь, с, а*), в табл. 1 (Умахс, Умаху), а с

учетом размеров штампа колеса а _ 20см, Ь _ 60см, толщины одежды мостового полотна Нод _ 16,6см и требований нормативных документов дополнительно найдены:

д _ а + 2Иод _ 53,2см, для выражений (6) и (22);

Я _ \,04тс / м _ 10,4кгс / см для выражений (3), (22), (23); (25)

у_ 1,5; (1 + /и) _ 1,4-по СП35.13330.2011 с учетом указаний [5].

На основе исходных данных в соответствии с выражением (9) с учетом его слагаемых по (18), (19), (3) и выражениями (22), (23) получены графики функцийМ1*,М* и их составляющих М1у,МХс,Мх ,М 1р (рис.2). Графические построения рис.2 помогают видеть изменение, долевое участие М 1у, М 1с, Мх , М 1р в суммарных изгибающих моментахМ*, М1** и в качестве принципиальных замечаний позволяют отметить:

-изгибающий момент М* при нагружении по сочетанию (9) формируют преимущественно изгибающие моменты М 1у, М 1с, влияние которых возрастает с уменьшением длины -п и обусловлено главным образом угловыми и линейными перемещениями опорных сечений соединительной плиты и ее изгибной жесткостью;

**

- изгибающий момент М1 при нагруженим по сочетанию (10) формирует преимущественно изгибающий моментМ1 р , влияние которого возрастает с

увеличением длины соединительной плиты -п .

Нетрудно видеть противоречие в условиях минимизации величин м ;, м ;* и в этой ситуации поиск значений -п, соответствующих миниму-

му М1, М1 как самостоятельных функций, не отвечает конструктивной направленности задачи.

Рис. 2. Графики функций М1 у, М1с, М1 д, М1р,М*,М**.

Вместе с этим графики М1*, М** указывают на длину соединительной плиты 1п, в которой возможны равные условия работы при загружениях по сочетаниям (9) и (10). По крайней мере при этих загружениях в опорных сечениях соединительной плиты можно ожидать изгибающие моменты М* и ** * ** М1 равной величины при длине 1п, найденной из равенства М1 _ М1 (рис.2), которое в данном случае сопряженных форм СТЖБ ТНПС приобретает вид

М, _ М, ^ М,у _ М12р ^

2Вп,уУма*,у_[8(/я^с -1 - 2)(/п - с)] _ -р%-д-) Г/ (1 + и).

(26)

ь

ь

4ЬГ

‘'П ^ 1П

Решение (26) относительно 1п дает значение 1п _ 3,20м, при котором изгибающий момент в полоске соединительной плиты шириной 1 м при любом из нагружений составит М1* _ М1* _ -6.42тс • м .

Приведенные значения отражают работу плиты в представлении ее стержнем с защемленными концами при осредненных значениях изгибной жесткости по (24).

В то же время уместно обратить внимание на то, что в сталежелезобетонных мостах с ярко выраженной пространственной структурой, с переменой в области вута высотой сечения плиты, вероятно перераспределение уси-

лий по ширине плиты с их концентрацией по осям несущих конструкций.

В этой связи далее, на рис.3 приведены результаты оценки напряженно -деформированного состояния соединительной плиты СТЖБ по рис.1 на основе реализации пространственной конечно-элементной модели в ПК «Midas Civil». Элементы главных балок, вспомогательного прогона металлоконструкций пролетных строений были представлены оболочечными элементами, сетка которых удовлетворяла рекомендуемым соотношениями размеров КЭ и позволяла адекватно отразить конструктивные решения. Поперечные и горизонтальные связи пролетных строений были представлены стержневыми элементами с наделением их сечений нормальной, изгибной и крутильной жесткостью. Для металла металлоконструкций прияты Est = 2.1 • 106 кгс / см2,

М = 0.3.

Плита проезжей части представлена оболочечными элементами; вут плиты и слой подливки, непосредственно ориентированные над балкой, были представлены объемными элементами. Это позволило избежать условностей в отражении геометрии плиты в сопряжении с верхним поясом балки, а слой подливки наделить жесткостными характеристиками, эквивалентными сдвиговой жесткости связующих элементов, в соответствии с предложениями в публикации [6], получившими развитие в работе [7]. Для оболочечных и объемных элементов плиты проезда значения модулей упругости бетона при действии постоянных и временных нагрузок приняты в соответствии с указаниями п.1 Примечаний к таблице.

Соединительная плита ТНПС также представлена оболочечными элементами с толщиной, соответствующей геометрии поперечного сечения плиты. Модуль упругости бетона соединительной плиты найден из условия равенства значений изгибных жесткостей в аналитических решениях и численной модели. Таким образом, адекватному отражению железобетонной соединительной плиты с изгибными жесткостями Bnv, ВП с по (24), учитывающими состав арматуры, деформативные свойства бетона и наличие трещин, в оболочечных элементах использованной версии, исключающей нарушение оплошности, будет соответствовать модуль упругости при действии временных и постоянных нагрузок соответственно

Eb,v = Вп^ / Jп , Eb,c = Вп,с / Jп , (27)

где Jп - момент инерции сечения плиты единичной ширины с высотой, равной толщине плиты.

Детальному отражению жесткостной структуры соединительной плиты сопутствовало определение величин величины Ebv, Ebc по (27) для характерных точек изменения поперечного сечения плиты.

ВЕСТНИК ТОГУ. 2013 № 4 (31)

а) Картина усилий от нагрузок по сочетанию (9)

Временная нагрузка по 1-му случаю АК при К=14 с сосредоточением на правой стороне расположена на примыкающем пролете.

плоскость опорного сечения соединительной плиты

Ь) Картина усилий от нагрузок по сочетанию (10)

К ^ *6 $ ^

Тележки временной нагрузка по 1-му случаю АК при К=14 с сосредоточением на правой стороне расположена в середине пролета 1п.

плоскость опорного сечения соединительной плиты

Рис. 3. Картина изгибающих моментов Муу по длине опорного сечения соединительной плиты.

Предваряя анализ полученных данных отметим, что в ходе реализации КЭМ поиск длины 1п, обеспечивающей минимум изгибающих моментов от нагрузок по сочетанию (9) и (10), дал результаты, практически совпадающие

* **

со значениями 1п и Iп , которые фиксируют решения аналитических зависимостей М1т;п и по [4, 5]. Кроме того, различие максимальных значе-

ний Муу на эпюрах рис.3 а и 3,б (около 11%) указывает на возможность

назначения 1п из решения (24).

На рис.3 показаны результаты численного решения КЭМ в отношении изгибающих моментовМУ в опорном сечении соединительной плиты. Фрагменты эпюры М , изменение МУУ по ширине соединительной плиты в сопряжении с плитой проезда показывают: на количественную картину усилий существенно влияние дискретно - линейного характера взаимодействия плиты проезда с главными балками, вспомогательным прогоном пролетного строения и перемещенной изгибной жесткости соединительной плиты с развитым сечением над балками и прогоном.

В порядке адаптации аналитических зависимостей к реальным условиям работы мог быть рекомендован дифференцированный подход к учету изгибной жесткости соединительной плиты, отдельно рассматривая ее полоски с характерной геометрией сечения (полоски над балками, над прогоном, полоски над вутами и вне вутов). Однако это не освободило бы от условности предположения о постоянстве угловых перемещений по длине опорного сечения соединительной плиты. Это предположение естественно для плоской системы, но не отвечает условиям работы соединительной плиты как пространственной структуры.

Таким образом, сопоставление решений аналитических зависимостей и результатов численных решений позволяет отметить следующее:

-предложенные в статье построения на основе известных зависимостей могут быть использованы в обосновании конструктивно - компоновочных решений соединительной плиты сталежелезобетонных температурно - неразрезных пролетных строений;

-модель соединительной плиты в виде плоского стержня с защемленными концами не отражает в полной мере характер работы плиты в составе пространственной структуры СТЖБ ТНПС;

-создание пространственной конечно - элементной модели соединительной плиты и ее реализация МКЭ позволяют избежать условностей плоской модели и получить детальную картину распределения усилий при отражении геометрии сечения соединительной плиты и характера ее взаимодействия с плитой проезда и несущими конструкциями.

В статье приведены результаты сопоставления аналитических и численных решений для более нагруженного опорного сечения соединительной плиты. Однако характер распределения усилий, аналогичные соотношения их максимальных и минимальных значений в других сечениях соединительной плиты КЭМ подчеркивают отличия численных решений от аналитических решении задачи в плоской постановке, а потому высказанные обобщения имеют основание для их учета в создании конструктивно-компоновочных решений соединительной плиты СТЖБ ТНПС.

Библиографические ссылки

1. Сталежелезобетонные мосты как объекты реконструкции. Предложения и реализация / Белуцкий И.Ю., Казаринов В.Е., Томилов С.Н., Цуканов В.П., Марухин Б. А. // Дальневосточные дороги и транспортные коридоры. - 2008. - №5. - С. 10 - 12.

2. Белуцкий И.Ю., Казаринов В.Е., Марухин Б.А. Восстановление функциональных параметров сталежелезобетонных мостов // Транспортное строительство. -2009. - №5. - С. 8 - 11.

3. Белуцкий И.Ю., Чжао Цзянь Обоснование актуальности решения вопросов создания ТНПС в сталежелезобетонных мостах / Дальний Восток: проблемы развития архитектурно - строительного и дорожно - тарнспортного комплекса: материалы региональной научно - практической конференции. - Хабаровск: Изд - во Тихооке-ан. гос. ун - та, 2012. - вып.12. - с. 294 - 298.

4. Медодические рекомендации по проектированию и строительству температурно - неразрезных пролетных строений мостов на автомобильных дорогах/Мин -во транспортного стр - ва СССР, СОЮЗДОРНИИ. - М., 1977. - 74 с.

5. Методические рекомендации по применению конструкций температурно -неразрезных пролетных строений/Мин - во тр - та РФ, РОСАВТОДОР. - М., 2003. -78 с.

6. Белуцкий И.Ю., Марухин Б.А. Результаты испытаний и численного моделирования работы сталежелезобетонных строений модифицированной структуры // Дальний Восток. Автомобильные дороги и безопасность движения: межвузовский сборник научных трудов - Хабаровск: Изд - во Тихоокеан. гос. ун - та. - 2008. - №8.

- С. 235 - 241.

7. Обследование, оценка технического состояния и разработка рекомендации по сохранению работоспособности автодорожного моста КМТП г. Коросаков в Сахалинской области: Отчет о НИР/Тихоокеан. гос. ун - т; рук. работы Белуцкий И.Ю; инв. №47/12 - Хабаровск: Изд-во Тихоокеан. гос. ун-та, 2013. - 137с. - исполн.: Белуцкий И.Ю., Гришин А.И., Чжао Цзянь, Босоногов М.А.

Title: Characterization of the Work of Link Slab in the Steel - Composite Bridge to Justify its Construction Solutions

Authors’ affiliation:

Belutsky I. U. - Pacific National University, Khabarovsk, Russian Federation Zhao Jian - Pacific National University, Khabarovsk, Russian Federation Yatsura V. G. - Pacific National University, Khabarovsk, Russian Federation

Abstract: The paper shows the possibility of analytic solutions in the justification based on the parameters of jointless steel-composite bridge with link slab. The need for numerical solutions in the evaluation effort and the pronounced spatial structure of the interface in the system of jointless steel-composite bridge is given.

Keywords: jointless steel-composite bridge with link slab, link slab, definition forces, analytical solutions, numerical solutions.