автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Прочность элементов деревянных конструкций в условиях сложного неоднородного напряженного состояния

На правах рукописи

НАЙЧУК АНАТОЛИЙ ЯКОВЛЕВИЧ

ПРОЧНОСТЬ ЭЛЕМЕНТОВ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ В УСЛОВИЯХ СЛОЖНОГО НЕОДНОРОДНОГО НАПРЯЖЕННОГО

СОСТОЯНИЯ

Специальность 05.23.01 — Строительные конструкции, здания и сооружения

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва —

2006

Работа выполнена в Центральном научно-исследовательском и проектно-экспериментальном институте промышленных зданий и сооружений ОАО «ЦНИИПромзданий»

Научный консультант - доктор технических наук, профессор

Орлович Роман Болеславович

Официальные оппоненты: - доктор технических наук, профессор

Хромец Юрий Николаевич

- доктор технических наук, профессор Серов Евгений Николаевич

— доктор технических наук, профессор Гаппоев Мурат Максимович

Ведущая организация - Филиал ФГУП НИЦ «Строительство» —

«Центральный научно-исследовательский институт строительных конструкций им. В.А. Кучеренко»

Защита состоится « 4 » октября 2006 г. в 14 часов на заседании диссертационного совета Д 033.13.01 при Центральном научно-исследовательском и про-ектно-экспериментальном институте промышленных зданий и сооружений по адресу: 127238, г.Москва, Дмитровское шоссе, 46, корп. 2.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке института.

Автореферат разослан августа 2006 г.

Ученый секретарь диссертационного совета, кандидат технических наук

•—■6СП. Никифорова

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ Актуальность работы. Зарубежный и отечественный опыт проектирования и эксплуатации деревянных конструкций показывает целесообразность их широкого использования в зданиях и сооружениях различного назначения. Несмотря на массовость их применения, они не всегда удовлетворяют требованиям надежности и долговечности из-за образования в процессе эксплуатации повреждений в виде продольных трещин и расслоений. Свидетельством тому являются результаты обследований целого ряда объектов в странах СНГ и за рубежом.

Несущая способность узлов и элементов деревянных конструкций, в ряде случаев, определяется прочностью участков, работающих в условиях как сложного однородного, так и неоднородного напряженного состояний. В первом случае оценка прочности осуществляется по известным критериям прочности анизотропных тел и удовлетворительно согласуется с экспериментальными данными. В случае сложного неоднородного напряженного состояния (врубки, подрезки, сопряжения деревянных элементов, опорные и коньковые узлы арок и рам, наличие поверхностных и сквозных трещин) применение таких критериев приводит к значительному расхождению с экспериментальными данными. Для решения данной проблемы могут быть использованы методы механики разрушения, где характеристиками прочности материала являются такие параметры, как вязкость разрушения древесины, предельные значения интенсивности освобождения энергии, а также экспериментально подтвержденные критерии разрушения.

Однако, до настоящего времени не имелось обоснованных данных о вязкости разрушения древесины, позволяющих учитывать геометрические параметры элементов деревянных конструкций, изменение плотности древесины, длительность действия нагрузки. Это затрудняло применение методов механики разрушения к оценке прочности элементов деревянных конструкций и разработку на их основе методик расчета. Оценка прочности элементов деревянных конструкций в условиях сложного неоднородного напряженного состояния включает в себя две задачи — оценку прочности элементов конструкций в условиях концентрации напряжений (узловые сопряжения) и оценку прочности в условиях нарушения сплошности сечения (дефекты и повреждения в виде трещин). Решение данных задач позволит осуществлять прогнозирование остаточного ресурса элементов деревянных конструкций, разрабатывать эффективные и рациональные конструктивные мероприятия по восстановлению несущей

способности конструкций.

Таким образом, принимая во внимание уровень изученности вопроса и состояние методов расчета деревянных конструкций, очевидно, что названная проблема является актуальным самостоятельным направлением, имеющим научное и практическое значение.

Целью исследования является разработка научно обоснованного метода оценки прочности элементов деревянных конструкций при сложном неоднородном напряженно-деформированном состоянии с привлечением параметров механики разрушения и методик расчета элементов деревянных конструкций с повреждениями в виде сквозных трещин.

Для осуществления намеченной цели были сформулированы задачи исследований:

— обобщение результатов исследований по оценке прочности элементов и узлов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородною напряженного состояния;

— выбор и обоснование модели разрушения древесины;

— разработка алгоритма и программы численного расчета силовых и энергетических параметров разрушения элементов деревянных конструкций, таких, как коэффициенты интенсивности напряжений К) и Кц , интенсивности освобождения энергии С/ и йи и компоненты потока энергии У^и

— разработка методики по экспериментальному определению вязкости разрушения древесины К/с и Кпс при статическом воздействии нагрузки;

— оценка влияния плотности, влажности древесины, ориентации плоскости трещины по отношению к годичным кольцам и толщины элементов при определении вязкости разрушения древесины;

— определение коэффициентов интенсивности напряжений древесины, вызывающих продвижение трещины при совместном действии нормального отрыва и поперечного сдвига;

— разработка и обоснование критерия разрушения элементов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния;

— определение закономерностей изменения несущей способности опорных и коньковых узлов арок, а также опорных узлов деревянных балок с подрезками;

— определение закономерностей изменения несущей способности деревянных балок со сквозными трещинами;

— разработка метода расчета узлов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния и элементов деревянных конструкций с повреждениями в виде трещин;

— разработка рекомендаций по определению нормативных и расчетных значений вязкости разрушения древесины;

— разработка рекомендаций по расчету опорных и коньковых узлов арок, опорных узлов деревянных балок с подрезками, деревянных балок со сквозными трещинами.

Научная новизна результатов, полученных автором диссертации, состоит в следующем:

— впервые выявлены и определены зависимости вязкости разрушения цельной и клееной древесины сосны Я/с и Кис от ее плотности, влажности и толщины испытываемых элементов, а также ориентации плоскости трещины по отношению к годичным кольцам;

— впервые для цельной и клееной древесины сосны определены зависимости между коэффициентами интенсивности напряжений К', и К'„, вызывающими продвижение трещины при совместном действии в ее вершине нормального отрыва и поперечного сдвига;

— впервые определены нормативные и расчетные значений вязкости разрушения для цельной и клееной древесины сосны;

— разработан и экспериментально подтвержден метод оценки прочности элементов деревянных конструкций с использованием параметров механики разрушения;

— впервые для хрупкого разрушения цельной и клееной древесины, работающей в условиях сложного неоднородного напряженного состояния, обосновало применение силового критерия разрушения;

— впервые выявлены и определены закономерности изменения несущей способности деревянных балок со сквозными трещинами, опорных и коньковых узлов трехшарнирных арок с вклеенными металлическими стержнями и опорных узлов деревянных балок с подрезками.

Практическая значимость работы состоит в следующем:

— определены зависимости вязкостей разрушения цельной и клееной древесины сосны Кгс и Кцс от ее плотности, влажности и толщины элемента;

— разработаны рекомендации по расчету узлов и элементов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния;

- разработан алгоритм по определению силовых и энерт-етических параметров разрушения элементов деревянных конструкций и реализован в виде программного продукта;

- разработаны рекомендации по определению нормативных и расчетных значений вязкостен разрушения древесины К/с и Кцс\

- разработаны рекомендации по расчету опорных и коньковых узлов арок, опорных узлов деревянных балок с подрезками и деревянных балок со сквозными трещинами.

Внедрение результатов исследований.

Результаты исследований вошли в СНБ (строительные нормы Беларуси) 5.05.01-2000 «Деревянные конструкции» в части требований по обеспечению долговечности деревянных конструкций и расчету узлов арок. По предложенной методике оценки прочности элементов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния, осуществлены расчеты опорных узлов деревянных клееных балок с подрезками для покрытия школы в Топарево-Никулино (г. Москва), а также при разработке проектов усиления деревянных клееных арок Дворца легкой атлетики в г. Гомеле, спортивного комплекса «Трудовые резервы» в г. Минске, пассажирского павильона «Минск-2», деревянных конструкций покрытия здания ТТЛ «Лукойл-Усинскнефтегаз».

Апробация результатов работы.

Основные результаты диссертации доложены, обсуждены и опубликованы в материалах следующих республиканских и международных конференций, конгрессов и семинаров: V Научно-практическая конференция молодых ученых и специалистов ЦНИИПромзданий (г. Москва, февраль, 1986 г.); Областная научно-техническая конференция «Молодежь и научно-технический прогресс в строительстве» (г. Новосибирск, апрель, 1987 г.); Научно-технический семинар НТО стройиндустрии (г. Ленинград, март, 1988 г.); Республиканский научно-технический семинар «Эксплуатационная надежность зданий и сооружений» (г. Минск, ноябрь, 1995 г.); X Научно —техническая конференция Брестского политехнического института «Новые технологии в машиностроении и вычислительной технике» (г. Брест, март, 1998 г.); II Белорусский конгресс по теоретической и прикладной механике «МЕХАНИКА-99» (г. Минск, июнь, 1999 г.); 6-ой Международный научно-методический семинар «Перспективы развития новых технологий в строительстве и подготовке инженерных кадров Республики Беларусь» (г. Минск, октябрь, 2000 г.); Международная научно-практическая

конференция «Проблемы безопасности на транспорте» (г. Гомель, сентябрь, 2002 г.); X Международный научно-методический межвузовский семинар «Перспективы развития новых технологий в строительстве и подготовке инженерных кадров Республики Беларусь» (г. Гомель, сентябрь, 2003 г.); XI Международный научно-методический семинар «Перспективы развития новых технологий в строительстве и подготовке инженерных кадров Республики Беларусь» (г. Брест, ноябрь, 2004 г.); Научно-технической конференции МГСУ (г. Москва, апрель 2006 г.).

Публикации результатов исследования. По теме диссертации опубликовано 30 научных работ.

Объем работы. Диссертация состоит из введения, шести глав, заключения, списка использованных источников, содержащего 206 наименований и 2 приложений, включающих текст разработанной программы и материалы о внедрении. Общий объем текста включает 278 страниц, в том числе 129 рисунков и 56 таблиц.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы диссертации, показаны научная новизна и практическая значимость полученных результатов, сформулированы основные положения, выносимые на защиту.

В первой главе выполнен анализ опыта применения и эксплуатации деревянных конструкций в отечественном и зарубежном строительстве; приведена классификация дефектов и повреждений; установлены причины, обусловливающие возникновение дефектов; выполнен анализ исследований по оценке прочности элементов деревянных конструкций; сформулированы цель и задачи исследований.

Проведенный анализ зарубежного и отечественного опыта проектирования и эксплуатации деревянных конструкций как из цельной, так и клееной древесины показывает целесообразность их широкого применения в зданиях и сооружениях различного назначения. В современном строительстве используются все основные виды конструкций с применением как цельной, так и клееной древесины: арки, балки, рамы, фермы и т. п.

В связи с тем, что древесина является неоднородным анизотропным материалом слабо сопротивляющимся сдвигу вдоль и растяжению поперек волокон, то при проектировании возникают трудности, связанные, прежде всего, с передачей значительных по величине усилий в узловых сопряжениях. Здесь чаще

всего имеет место большая концентрация напряжений, что с течением времени приводит к образованию продольных трещин и разрушению элемента или конструкции в целом. Степень влияния того или иного дефекта на несущую способность конструкции ставит задачу по разработке критериев оценки.

Причинами возникновения трещин являются: недостаточно полный учет свойств древесины как анизотропного материала при проектировании узловых соединений; наличие естественных пороков и концентрации напряжений в узловых сопряжениях; нарушения, связанные с температурно-влажностными условиями эксплуатации и монтажа; несовершенство расчетных предпосылок при оценке несущей способности элементов деревянных конструкций в условиях сложного неоднородного напряженного состояния.

Вопросам оценки состояния деревянных конструкций в процессе эксплуатации посвящены работы Ю.М. Иванова, E.H. Квасникова, JI.M. Ковальчука, Р.Б. Орловича, E.H. Серова, С.Б. Турковского, A.C. Фрейдина и многих других ученых.

Поскольку распространенным видом повреждения элементов деревянных конструкций в процессе эксплуатации являются трещины, как результат действия внутренних и внешних сил, оценка прочности должна осуществляться с учетом способности материала сопротивляться их распространению, т.е. должны быть использованы методы механики разрушения, которые получили широкое применение для оценки прочности бетонных, железобетонных и стальных конструкций (работы Е.А. Гузеева, Ю.В. Зайцева, В.В. Панасюка, К.А. Пирадо-ва, М.П. Саврука, В.П. Трощенко, Л.П. Трапезникова, Г.П. Черепанова и др.). Что же касается деревянных конструкций, то здесь следует отметить работы М.М. Гаппоева, Ю.М. Иванова, В.А. Кабанова E.H., Квасникова, Л.М., Ковальчука, Р.Б. Орловича, E.H. Серова, Баретта и Фоши, Ву, Мэдсена и другие.

Обобщая результаты анализа, можно сделать выводы, что актуальными и важными для обеспечения надежности и долговечности деревянных конструкций в научном и прикладном отношении остаются следующие задачи:

1) совершенствование существующих и разработка новых методов оценки прочности элементов и узлов деревянных конструкций с учетом их напряженно-деформированного состояния и нарушения сплошности древесины в виде трещин;

2) определение характеристик сопротивления древесины распространению трещин в зависимости qt ее плотности, влажности и толщины элемента;

3) совершенствование существующих и разработка новых критериев разрушения древесины;

4) разработка рекомендаций по оценке прочности элементов и узлов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния.

Во второй главе сформулированы теоретические основы, использованные для разработки методов оценки прочности элементов деревянных конструкций с дефектами и повреждениями в виде сквозных трещин и узлов, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния.

Общеизвестно, что древесина является анизотропным материалом. Поэтому, рассматривая ее с позиций механики разрушения, в отличие от изотропных материалов, недостаточно знать только типы (виды) деформирования трещины. Здесь должны быть учтены ориентация трещины и направление ее развития по отношению к главным осям упругой симметрии.

В качестве расчетной модели древесина рассматривалась как однородная ортотропная среда, наделенная некоторыми эффективными характеристиками разрушения, такими как: коэффициенты интенсивности напряжений (КИП) Кк, Кцс и К,¡/с ; скорость (интенсивность) освобождения энергии в/с, Сис и вше", компоненты потока энергии и Jr.

При изучении разрушения древесины было выполнено сопоставление ее с изотропными материалами на примере бесконечной пластины с центральной трещиной, расположенной вдоль волокон, где главные оси ортотропии совпадали с осями X и У (рис. 1а).

2

X

Рис.. 1. Пластинка с центральной трещиной (а); основные виды перемещения вершины трещины (б)

Уравнения напряжений и перемещений около вершины трещины для орто-тропного тела согласно Г.П. Черепанову имеют следующий вид: а) в случае нормального отрыва, т.е. I вид (рис. 16)

К,

Re

' Ляг

К, " -Jbzr

fiMi

Ml

Ml

Ml — Ml ^.ycos0 + slnO VTosö + fix sinO 1 I Mi_ _f2

Re

T =-£±=RC

4тж

Mi — Mi WCOS0 + /ÍJ sinéJ -JcosO + fjt sin9 MÍ Mi I 1 1

M\ ~ Mi {_ -Jcos9 +Mi sinff yjcosl) + sin в

----("iЛ Vcos0 + Mi sin0 -m2P,-JcosO + fi, sinff)

M¡-Mi

---(fi,g,JcosO + м, sine-fi,g,^¡cos0 + M, sind)

б) в случае поперечного сдвига, т.е. 11 вид (рис. 1 б) 1

О)

(2)

Mi

Ml

' -Jbzr

■г - Re

Mi - Mi y^cosO + Mt sinö ^cos9 + M\ sinö

1 Г 1 1

Mi - Mi \-JcosO + m г sinö -,/cos 0 + Mi sin 0 Mi Mi

(3)

1

Mí -Ml

1

Mi

(,

иж=К„ J— Re -'-(Pj ,Jcostf + я2 sin О - т/cosö + .u, binö) ; (4)

v я* L^i ~ t*i , ' J

",=KiiJ—- Re\-~—(g, Jcof 0 +.U, iin 0 - gjJcosO + fi t sino)

» ж LA, "A,

в) в случае продольного сдвига (смещение поверхностей поперек трещины), т.е. III вид (рис. 1 б)

К

____^

V2n7- I + sinÉ?

1

(5)

:K,„J—Re

(6)

т/2лг ^^/созйТТгТбЬА ^

с« + ^

Здесь, для бесконечной пластины соответственно КИН при нормальном отрыве, поперечном и продольном сдвиге; о>, Гц и Г;// — напряжения, приложенные на бесконечности к пластинке

(рис. 1а); г,в, I — геометрические параметры (рис. 1а); их, иу, иг - перемещения вдоль осей X, У, — комплексные параметры материала, характери-

зующие степень его анизотропии в зависимости от угла а между направлением трещины и волокнами древесины, которые для общего случая определяются из характеристического уравнения (7)

а,„"4-2а16я3+(2а,г+Аи)^'-2агб/л-аи =0, (7)

или (8), для ортотропного случая

а„Я4+(2а„+а64)^2+аг2=0, (8)

где = уЕх-, «„ = -у'/Е! —; ^ = увхг; (9)

Е„,Е, - модули упругости вдоль и поперек волокон древесины; модуль сдвига; — коэффициенты поперечной деформации.

Для анизотропного тела коэффициенты Ри Рг, g¡ g1,cы, с„ выражаются через постоянные материала и комплексные параметры /и :

/-"2 /\а»аЦ-аЧ ) У(а44аЦ-а4! )

Для ортотропного тела (10) можно записать в следующем виде

^ = + = а,,/^2 +а1г; (11)

г. = + «г = "пЬг■

В результате выполненного сопоставления было установлено, что в случае, когда первоначальная трещина направлена вдоль волокон, для изучения разрушения древесины применимы принципы линейной механики разрушения.

Для определения напряженно-деформированного состояния элементов деревянных конструкций и параметров разрушения А"/, Кц, Jxя Jr был разработан автором диссертации программный комплекс З'ПКАК, в основу которого положен метод конечных элементов (МКЭ), с использованием треугольных и четырехугольных квадратичных изопараметрических КЭ, позволяющих моделировать сингулярность поля напряжений и деформаций у вершины трещины.

В разработанном программном комплексе реализован общий случай учета анизотропии для плоской задачи, когда направление действия внешних усилий составляет с главными осями анизотропии и плоскостью трещины угол а. Определение КИН К, и К„ осуществляется прямым методом по известным перемещениям узлов КЭ примыкающих к вершине трещины, с использованием уравнений (2, 4). При этом считается, что для граней сингулярных КЭ (рис. 2),

примыкающих к вершине трещины и являющихся ее берегами, распределение перемещений описывается следующим выражением:

м

^ = А + (12)

где и— перемещения берегов трещины по направлению одной из осей; А,В— коэффициенты, определяемые по значениям перемещений узлов КЭ, принадлежащих граням, являющимся берегами трещины в ее вершине; г — расстояние от вершины трещины до рассматриваемого узла КЭ. Из уравнения (12) перемещения в вершине трещины будут равны

Шп-У- = Л. (13)

г-Ю Г

Рис. 2. Схема раскрытия берегов трещины (а); область интегрирования вокруг

вершины трещины (б)

Приравнивая (13) к соответствующим выражениям (2) или (4) и решая уравнение (8), определяются значения КИН. В случае совместного действия нормального отрыва и поперечного сдвига в вершине трещины, значения К, и К„ определяются из уравнений, полученных на основании принципа суперпозиции. Применение данного метода для определения К, и К„ возможно в случае, когда вершину трещины будут окружать сингулярные КЭ.

Вторым методом в программном комплексе по определению К, и ЛТ„ является энергетический с использованием интеграла Г.П. Черепанова и Дж. Райса, не зависящего от контура интегрирования. Здесь принято, что на берегах двумерной трещины отсутствуют объемные силы и нагрузки, а выражение энергетического интеграла имеет вид:

^ = (14)

е

где с — контур (рис. 26), который обходится против часовой стрелки вокруг вершины трещины, лежащей вдоль отрицательной части оси X; компо-

нента единичного вектора внешней нормали к контуру; Э - плотность энергии деформаций, равная

(15)

Компоненты вектора потока энергии Зх и вдоль и перпендикулярно оси трещины (рис. 2а) в начальной системе координат с осью X, расположенной вдоль продолжения трещины, определяются непосредственным интегрированием выражения (14).

Для случая линейно-упругого ортотропного тела, к которому относится древесина, при растяжении поперек и скалывании вдоль волокон ./—интеграл эквивалентен интенсивности (скорости) освобождения энергии б

J = clK}+c3Kl, (16)

где с,

+ 2а„ + а„

2аи

1/2

+ 2а„ +ам

2 а.

,(18)

здесь а^а^а^а,; — элементы матрицы упругих податливостей, связывающих компоненты деформаций с компонентами напряжений, определяемые по формулам (9).

С целью проверки достоверности результатов, полученных с помощью разработанного программного комплекса БТКАК, были выполнены расчеты для задач, имеющих аналитические решения. Максимальное расхождение в величинах КИН и ./-интеграла, полученных по программе ЙПгЛК, и их аналитическими значениями, составило 2%.

Известно, что получаемые при определении напряженно-деформированного состояния результаты и характеристики разрушения обладают определенной нестабильностью и зависят от размеров сетки при разбивке исследуемой зоны на КЭ и выбора расчетных контуров. Эти вопросы более остро встают в задачах с несимметричным относительно трещины нагружением, например, когда трещина расположена под углом к направлению поля внешней нагрузки. Поэтому, для оценки влияния размеров сетки КЭ и контуров интегрирования на вычисление ./-интеграла и КИН, были выполнены расчеты пластины ограниченных размеров с краевой наклонной трещиной, подверженной равномерному одноосному растяжению, что соответствовало известному решению задачи Бови. В результате выполненных исследований было установлено, что для расчетов ^ и К/, Кц в подобного рода задачах можно рекомендовать размер сетки у вершины трещины со стороной сингулярных КЭ порядка нескольких сотых длины

трещины, а относительные радиусы контуров от сотых до десятых долей длины трещины.

Третья глава посвящена разработке методики экспериментального определения трещиностойкости древесины.

Для изучения процессов разрушения древесины и подтверждения принятой модели необходимо полное представление о деформировании древесины вблизи вершины трещины, т. е. диаграммы деформирования.

С целью получения диаграмм деформирования при растяжении древесины поперек волокон было испытано на одноосное растяжение поперек волокон 6 образцов, представляющих собой прямоугольные пластинки сечением Ь х А = 30 х 90 мм с односторонней краевой трещиной длиной / = 45 мм, расположенной вдоль волокон. Длина образцов составляла 500 мм. Все образцы изготавливались из клееной древесины.

Испытание образцов осуществлялось в испытательной машине механического типа. Скорость нагружения принималась трех уровней: 0,5; 1 и 5 мм/мин (по 2 образца на каждый уровень скорости нагружения). В процессе испытаний регистрировалась величина нагрузки и раскрытие берегов трещины на расстоянии 2 мм от ее вершины.

В результате выполненных исследований было установлено, что при скоростях нагружения 1 мм/мин и 5 мм/мин, диаграммы раскрытия берегов трещины имели линейный характер вплоть до разрушения, а при скорости нагружения 0,5 мм/мин и нагрузках, близких к разрушающим значениям, наблюдалась незначительная зона нелинейности раскрытия берегов трещины.

Для анализа процессов разрушения древесины при поперечном сдвиге было испытано 6 балочных образцов со сквозной трещиной, расположенной вдоль волокон по нейтральной оси (рис. 3). Все образцы изготавливались из клееной древесины. Принятая схема (рис. 3) несимметричного нагружения, за счет выбора точек приложения нагрузки и расположения трещины, позволяла создавать в ее вершине условия поперечного сдвига.

Испытание образцов осуществлялось в испытательной машине механического типа. Нагружение образцов осуществлялось по двум вариантам: нагруже-ние с заданной скоростью перемещения активного захвата — первый вариант; нагружение ступенчатое, с постоянной величиной ступени — второй вариант. Первый образец нагружался со скоростью 0,5 мм/мин; второй — 1 мм/мин и третий — 5 мм/мин, а остальные три образца нагружались ступенчато. Регистрируемыми параметрами в процессе испытаний являлось усилие .Р. создаваемое

испытательной машиной, и относительное смещение берегов трещины в точках 1 и 2 (в первом варианте нагружения), а также относительные деформации у вершины трещины (во втором варианте нагружения).

Рис. 3. Схема балочного образца с трещиной, расположенной по нейтральной

оси

В результате анализа диаграмм относительных смещений берегов трещины и относительных деформаций древесины у вершины трещины были сделаны следующие выводы: скорость нагружения незначительно сказывается на величине относительного смещения берегов трещины; при нагрузках, близких к разрушающим значениям, проявляется незначительный характер нелинейного смещения берегов трещины; переход древесины в нелинейную область деформирования наступает лишь для относительных деформаций сдвига нелинейная часть относительных деформаций Уху составляет не более 3% от общей части Уху.

На основании результатов экспериментальных исследований было установлено: при нормальном отрыве (растяжение поперек волокон) и поперечном сдвиге (скалывание вдоль волокон) в вершине трещины имеет место сильно локализованная зона нелинейных деформаций древесины; для описания процесса разрушения при кратковременных статических воздействиях приемлемы критерии линейной механики разрушения; принятая модель разрушения древесины соответствует ее действительной работе; характеристиками трещиностойкости древесины являются вязкость разрушения при нормальном отрыве Кк и поперечном сдвиге К„с и, соответственно, скорость освобождения энергии С^, С,:с.

Учитывая, что теоретические исследования по определению параметров разрушения базируются на рассмотрении бесконечных тел с трещинами, возникла необходимость в правильном назначении параметров испытываемых образцов, которые должны выбираться с учетом принципа Сен-Венана. В против-

ном случае, должны быть получены аналитическим либо численным методом зависимости КИН К,, К„ от геометрических параметров образцов.

Для определения таких зависимостей численным методом, по программе БИгАЯ были выполнены расчеты образцов из древесины (рис. 4 и 5). Варьируемым параметром расчитываемых образцов являлась длина трещины /. При анализе напряженного состояния в образцах с трещинами поперечного сдвига й сечениях 1 — 1 (рис. 5а) и 4 - 4 (рис. 56) было установлено, что для экспериментального определения вязкости разрушения древесины Кцс следует применять балочные образцы с трещиной длиной 21 — 80 мм, расположенной по нейтральной оси. В этом случае, величина растягивающих напряжений 0]„ действующих поперек волокон, близка к нулю. В призматических образцах с боковыми трещинами поперечного сдвига, в вершине трещины имеет место действие растягивающих поперек волокон древесины напряжений <уу, которые, с увеличением длины трещины /, возрастают и становятся сопоставимыми по своей величине с касательными напряжениями тху. Применение таких образцов для определения вязкости разрушения Кцс нецелесообразно, поскольку старт трещины будет происходить от совместного действия отрыва и поперечного сдвига, а получаемые при этом значения Кцс будут занижены. !»

а

я

Рч

ы

I

Рис. 4. Схемы образцов с трещинами вдоль волокон древесины по определению характеристик разрушения при нормальном отрыве: а — двухконсольный образец (ДКБ); б — прямоугольная пластина с двусторонними краевыми трещинами; в — прямоугольная пластина с центральной трещиной

<0

[ Л' ' "М 1 в в ТГТ т 1 та ■

' 1^200 -4— '¿=200' Л ' '

£

Рис. 5. Схемы образцов с трещинами поперечного сдвига; а - призматический образец на сжатие с боковыми трещинами поперечного сдвига; б — балочный образец с трещиной по нейтральной оси

В результате выполненных исследований были определены значения КИН и вычислены на их основе величины К — тарировок, которые для ДКБ-образцов определялись из выражения (19), пластин — из выражения (20), а для образцов с трещинами поперечного сдвига — по формуле (21).

к'ьЛ ,14Л „ КГ „ К?

2^3 '

IV

(19)

(20)

(21)

где К" — значение КИН, вычисленное с помощью МКЭ; / — длина трещины; Р1 — величина прикладываемого усилия; 2й — высота поперечного сечения образца; Ъ — толщина образца; <т— Р/(Ьх2}г) — нормальные напряжения в пластине; т — касательные напряжения для призматических образцов т = аН/с и для балочных образцов т = 1,5£>/(2/г6,); Q - поперечная сила в вертикальном сечении балочки, расположенном у вершины трещины. В результате аппроксимации значений У>, и Уп были получены следующие выражения:

для ДКБ-образцов в интервале 2,2А <1<Ь-2,5А Уг = 0,3478//А + 0,3244; (22) для образца с центральной трещиной

У, =0.9293 + 1,5888^-10,93^^ + 35,710^^ - 49,61 + 26,190^^ \ (23)

для образца с двусторонней трещиной

= 1,0309 +1,2387^ - 8,9002^ + 27,58-36,8858^ +19,0476^-0 ; (24)

для призматического образца с боковыми трещинами поперечного сдвига

Г„ = 1,435 - 2,184-£ + °.96(д) ; (25)

для балочного образца с трещиной по нейтральной оси

К„ =1,1748-1,1428(//В) +3,5664(?/£)3 -2,5699(//£)\ (26)

Использование выражений (19 — 26) для определения вязкости разрушения является комбинированным методом, где величина нагрузки, соответствующая старту трещины, определяется из эксперимента.

Из экспериментальных методов по определению вязкости разрушения материалов был использован метод податливости. Согласно этому методу для линейно-упругих материалов скорость освобождения энергии определяется уравнением

где Ртах - нагрузка, соответствующая началу роста трещин; Л — податливость образца; Ь — толщина образца; 8X181 — скорость изменения податливости по отношению к длине трещины. Податливость образца Л определяется по формуле:

А ~ Ытпю/^тах, (28)

где итах - перемещение берегов трещины в момент ее старта по линии приложения силы.

Зависимость между интенсивностью освобождения энергии и КИН определяется уравнением

= СЛ2. (29)

где с, - определяется по формуле (17) или (18); К,• - КИН при нормальном отрыве или поперечном сдвиге.

Дня экспериментального подтверждения применения метода податливости к определению вязкости разрушения древесины К,с были проведены испытания ДКБ-образцов. Всего было испытано 4 образца, изготовленных из сосновых досок с влажностью древесины 12%, толщиной Ь - 10 мм и высотой поперечного сечения2А = 117мм. Длина образцов Ь составляла 420мм.

Испытание образцов проводилось при жестком режиме нахружения. Старт трещины фиксировался как визуально, так и определялся по диаграмме «К-и», записанной на двухкоординатном самописце, а также на основе акустического метода по резкому изменению уровня, фиксируемых микрофоном, звуковых волн, вызванному разрывом волокон на фронте трещины (рис. 6). Максимальное значение нагрузки 1гиах, соответствующее старту трещины, определяемое по диаграммам «/•'-и», полностью совпадало с моментом всплеска колебаний звуковых волн, проходящих в образце.

чик перемещения); 3 — ДКБ-образец; 4 — усилитель, 5 — двухкоординатный самописец; 6 — микрофон; 7 - развертка уровня громкости звука на ПК

Определенные по методу податливости при испытании ДКБ-образцов значения вязкости разрушения древесины К,с и интенсивности освобождения энергии (7/с хорошо согласуются с результатами, полученными с использованием формул (19, 22).

Выполненный комплекс экспериментальных и численных исследований позволил обоснованно сделать выбор форм и размеров образцов по определению трещиностойкости древесины, установить зависимость КИН при нормальном отрыве К, (растяжении поперек волокон древесины) и поперечном сдвиге К„ (скалывании вдоль волокон древесины) от геометрических параметров образцов и длины трещины.

В четвертой главе приведены результаты определения трещиностойкости цельной и клееной древесины сосны.

Для экспериментального определения вязкости разрушения К/с и интенсивности освобождения энергии С ¡с было испытано три серии образцов: первая — ДКБ-образцы с обозначением ДКБ (рис. 4а); вторая — в виде прямоугольных пластин с двусторонней трещиной с обозначением ПК (рис. 46); третья - в виде прямоугольных пластин с центральной трещиной и обозначением ПЦ (рис. 4в). Всего было испытано 83 ДКБ-образца при скорости нагружения 0,5 мм/мин й влажности древесины Ж= 10±1%. В зависимости от толщины ДКБ-образцы подразделялись на 7 групп (6 = 10; 14,5; 20; 30; 40; 60 и 90 мм). Дополнительно было изготовлено и испытано при скорости нагружения 5 мм/мин 14 ДКБ-образцов толщиной Ь — 30 мм, где: 5 образцов с влажностью древесины Ж= 10±1% и 9 - с влажностью 1У= 18%. Что же касается образцов серии ПК размерами 2Ьх2МхЬ = 400x90x30 мм с длиной трещины 1 = 27 мм, то их было испытано 9 шт., а образцов серии ПЦ размерами 2£х2йхЬ = 230x100x15 мм и длиной трещины 21 — 40 мм - 10 шт. Испытание образцов серии ПК и ПЦ проводилось при скорости нагружения 0,5 мм. Влажность древесины образцов этих серий Ж = 10%. ДКБ-образцы толщиной 6 < 60 мм и серии ПЦ изготавливались из сосновых досок, а все остальные - из клееной древесины. Трещина в образцах создавалась путем тонкого пропила вдоль волокон древесины. Для каждого образца определялась плотность древесины и ориентация плоскости трещины по отношению к годичным кольцам.

Для ДКБ-образцов скорость освобождения энергии О/с, соответствующая старту трещины, определялась по методу податливости из выражения (27), а вязкость разрушения древесины К/с — из выражения (29). Что же касается плоских образцов серий ПК и ПЦ, то здесь значения вязкости разрушения древесины К/с определялись комбинированным методом.

В результате статистической обработки и выполненной аппроксимации значений вязкости разрушения К1С древесины сосны влажностью Ж = 10±1% было получено выражение:

Х]с=-0,1383-0,00186+0,001р+ 0,000017686?/-0,000001426р+ 0,00000023372//, (30) где К/с — вязкость разрушения древесины в МПахм"2; Ъ — толщина образца в мм; р — плотность древесины в кг/м3.

На основании результатов испытаний ДКБ-образцов и плоских образцов с центральной и краевыми трещинами были сделаны следующие выводы:

— при увеличении плотности древесины вязкость разрушения К^ и скорость 1 освобождения энергии <7/с возрастают независимо от системы трещин. В

древесине с трещинами системы ТП, где плоскость трещины перпендикулярна годичным кольцам и перерезает их при своем продвижении, вязкость разрушения Кк выше, чем для трещин системы РП, где продвижение трещины происходит по более рыхлой и менее прочной (ранней) древесине;

— увеличение толщины испытываемых образцов от 10 мм до 60 мм приводит к уменьшению вязкости разрушения Кк и скорости освобождения энергии С^ древесины, а в интервале от 60 мм до 90 мм они практически постоянны. При дальнейшем увеличении толщины образцов вязкость разрушения и скорость освобождения энергии древесины незначительно возрастают;

— при изменении влажности древесины от 10% до 18% вязкость разрушения Кк и скорость освобождения энергии 0',с практически постоянны;

— изменение скорости нагружения образцов в рассмотренном интервале (0,5 мм/мин и 5 мм/мин) не сказывалось на значениях К,с и С,с.

Для определения вязкости разрушения древесины К,,,, и скорости освобождения энергии Сис были изготовлены и испытаны образцы в виде балочек на действие сдвигающего усилия (рис. 56). Всего было изготовлено и испытано 42 образца по 10 шт. толщиной Ь — 20; 30; 40 мм, высотой 50 мм и длиной 400 мм, изготовленных из сосновых досок и 12 образцов толщиной 50 мм, высотой 90 мм и длиной 800 мм, изготовленных из клееной древесины сосны. Влажность древесины образцов IV = 10±1%. Во всех образцах трещина располагалась по нейтральной оси. В образцах толщиной Ъ = 20, 30, 40 мм ее длина 21 — 80 мм, а для образцов толщиной 50 мм — 21 =160 мм. Нагружение образцов осуществлялось со скоростью 0,5 мм/мин. Разрушение всех образцов имело хрупкий характер и происходило в результате скалывания древесины вдоль волокон. Для образцов с высотой сечения 50 мм вязкость разрушения древесины Кцс и скорость освобождения энергии С/¡с определялась, соответственно, по формулам (21, 26) и (18, 29), а для образцов высотой 90 мм, соответственно, по формулам (21, 31) и (18, 29).

У„ = 0,4883 + 2,3241(1/В) — 0,9278(/ / В)2 — 0,8223(7 / В)ъ. (31)

Выражение (31) было получено в результате численного расчета по МКЭ испытываемых образцов с высотой сечения 2И = 90 мм.

В результате статистической обработки значений КцС, вис и выполненной аппроксимации были получены следующие выражения:

К„с = 0,17773 е=ср(0,036р), (32)

<?/;е = 0,0081 ехр(0,0072р), (33)

где К11С - вязкость разрушения при поперечном сдвиге в МПахм"2; в„с -скорость освобождения энергии в Н/мм; р— плотность древесины в кг/м3.

На основании выполненных экспериментальных исследований было установлено: вязкость разрушения К„с и скорость освобождения энергии С,/с древесины при поперечном сдвиге не зависят от системы трещины и толщины испытанных образцов; увеличение плотности древесины приводит к увеличению'характеристик разрушения древесины; вязкость разрушения Кт: и скорость освобождения энергии С„с могут быть определены по формулам (32, 33).

Знание величин К1С и Кцс всегда позволяет оценить прочность конструкции, поскольку па практике часто встречаются случаи совместного действия растяжения поперек и скалывания вдоль волокон древесины. С целью определения зависимостей между КИН К] и К'„, вызывающими старт трещины при совместном действии в ее вершине нормального отрыва поперек и сдвига вдоль волокон древесины, и разработке на их основе критериальной зависимости, были проведены экспериментально-теоретические исследования образцов с трещинами на растяжение под углом к волокнам (рис. 7), а также образцов, подверженных одноосному растяжению вдоль волокон древесины с симметрично расположенными надрезами и центральной выемкой, содержащих коллинеарные трещины по направлению волокон древесины (рис. 8).

1

]_2Ь=90_^

Рис. 7. Схемы нагружения образцов с наклонными трещинами по определению К, и К„ при совместном действии нормального отрыва и поперечного сдвига

Для определения К] и К'„ использовался комбинированный метод, сущность которого состояла в следующем:

— первоначально с помощью МКЭ, по разработанной программе, были определены значения КИН К, и К„ для образцов, подлежащих испытаниям;

— по известным формулам для бесконечной пластины при заданной длине трещины и величине действующих усилий, определялись значения КИН Kf и К%

Kf=acos'a-Jjd

■г— <34)

К„ = a sin a cos a -Jul

где а — угол наклона трещины (волокон); I - полудлина трещины(рис. 7);

— сопоставляя значения К, и К„ со значениями KfaK*, были определены величины К-тарировок: Y, = K,/Kf, У„ = К„/К* (рис. 9-11);

— экспериментальным путем определялись значения нагрузки, соответствующие старту трещины;

-значения К', и К'а определялись с учетом Y, и Уп. Всего было рассмотрено три серии образцов с наклонными трещинами и две серии образцов с коллинеарным расположением трещин. В образцах с наклонными трещинами (рис. 7) варьируемыми параметрами являлись величина угла я и соотношение llh. Угол наклона трещины я принимался равным 30°, 45° и 60°, а полудлина трещины /- в зависимости от принятого соотношения llh.

В результате расчетов было установлено, что при одноосном растяжении пластинок с наклонными как центральной, так и краевыми трещинами (рис. 7),

величина отношения между КИН К, 1К„ зависит от значений //Л и угла наклона трещины (волокон древесины) а. При значениях а <45° КИН К, > К„, а для а >45° - К, < К„. Максимальное отношение Ки/К, =2,26 характерно для образцов размерами 2Ь х 2И х ¿> = 230 х 100 х 15 мм с центральной наклонной под углом а = 60° трещиной при соотношении 21/2И = 0,2. В образцах с коллинеарным расположением трещин (рис. 8) при толщине ¿>=11 мм отношение К/,/К/ - 3,21,

Рис. 10. Графические зависимости У^/И), Уц(1/к) для образцов сечением Ьх2И~

Рис. 11. Графические зависимости У\(}/К), Уц{1/И) для образцов сечением Ь х 2Л = 30 х 90 мм и длиной 2Ь = 500 мм с краевыми наклонными трещинами

Для экспериментального определения К] и К'„ при совместном действии в вершине трещины нормального отрыва и поперечного сдвига были изготовлены из древесины сосны образцы, аналогичные расчетным. Всего было изготовлено и испытано 148 образцов. В поперечном сечении в зоне расположения трещины все образцы, как правило, были тангенциальной распиловки, т.е. трещины относились к системе ТП. Скорость нагружения для всех испытываемых образцов принималась равной 0,5 мм/мин.

В результате выполненных расчетов и проведенных испытаний образцов из древесины с наклонными трещинами было установлено, что при одном и том же отношенииК,/К„ величины КИП К', и К'п, вызывающие старт трещины, зависят от плотности древесины и толщины образцов. При увеличении плотности древесины значения К', и К'„, возрастают, а при увеличении толщины образцов — уменьшаются (рис. 12). Приведенные на рис. 12 зависимости хорошо описываются следующим эмпирическим выражением

К,1К1С+(Ка1К„с)-!^\, (35)

где К, и К„ - КИП, отражающие геометрическую форму тела с трещиной и условия его нагружения; Кк и К„с — вязкость разрушения древесины соответственно при нормальном отрыве поперек и скалывании вдоль волокон.

к; нп™"-

МП»-*

\ <

V

V Ч \ ч] ч

\ \ \ \

1 .КИ*>П1.-«'"

х

а) ............- б)

Рис. 12. Графические зависимости между коэффициентами интенсивности напряжений, вызывающими старт трещины для образцов: а — толщиной 10 мм, 1, 2, 3 и 4 — соответственно при плотности древесины р ~ 400,460, 520 и 580кг/м3; б — толщиной 30 мм, 1 и 2 — соответственно при плотности древесины р= 480 и

530 кг/м3

Эмпирическое уравнение (35) является критериальной зависимостью разрушения древесины, содержащей дефект или повреждение в виде трещины. Пятая глава посвящена исследованиям по определению закономерностей изменения несущей способности деревянных балок с трещинами, опорных и

коньковых узлов арок с металлическими башмаками, опорных узлов балок с подрезками.

Определение закономерностей изменения несущей способности деревянных балок с трещинами в зависимости от их длины, количества и расположения по высоте поперечного сечения, выполнялось экспериментально-теоретическим путем.

Теоретические исследования включали в себя определение напряженно-деформированного состояния и КИН К, и К„ в вершинах трещин для балок, нагруженных равномерно распределенной нагрузкой по всей длине пролета со сквозными трещинами различной длины (рис. 13). Расчеты балок выполнялись МКЭ по программе БПглК.

Рис. 13. Расчетные схемы балок с трещинами: а — балка с односторонней краевой трещиной по нейтральной оси; б — балка с двусторонними краевыми трещинами по нейтральной оси; в — балка с односторонней краевой трещиной, расположенной на О,ЗА от нижней храни балки; г — балка с двусторонними краевыми трещинами, расположенными на О,ЗА от нижней грани балки

Во всех расчетных схемах расстояние между опорами ¿=11800 мм, а ширина поперечного сечения Ь = 140 мм. Высота балок определялась в зависимости от соотношения 1Лг, которое изменялось от 19,67 до 9,83. Величина равно-

мерно распределенной нагрузки ц задавалась из условия, что максимальное значение нормальных напряжений в середине пролета балки ох = 10 МПа. Длина трещины назначалась исходя из величины соотношения 1/Ь, которое для балок с односторонней трещиной (рис. 13а и 13в) находилось в диапазоне от 0,025 до 0,5. Что же касалось длин трещин // и /г в балках с двусторонними трещинами (рис. 136 и 13г), то они назначались в зависимости от принятых соотношений и /у/ ¡2 .

На основании анализа распределения нормальных напряжений а„, действующих по длине нижней грани балки, и значений КИН было установлено, что несущая способность балок при длине трещины I £ 0,5/г должна определяться из двух условий: прочности балки на изгиб в середине пролета и прочности на сдвиг в вершине трещины (с учетом К„ ). Что же касается балок с длиной трещины />0,5/1, то их несущая способность должна определяться из условия прочности древесины на сдвиг в вершине трещины. В балках с двусторонними трещинами, величины КИН полностью соответствуют значениям КИН при таких же длинах трещин и их расположении по высоте сечения, как для балок с односторонней трещиной.

На основании результатов численных исследований величина КИН К'„ для балок прямоугольного поперечного сечения с трещиной, нагруженных равномерно распределенной нагрузкой, определяется по формуле:

к'и = р„т4м, (36)

где Р„ — значение безразмерного КИН, принимаемое из графиков (рис. 14) для соответствующих значений Ы1, £/А и места расположения трещины по высоте сечения балки; г- касательные напряжения в опорном сечении балки, определяемые по формуле Журавского.

С целью проверки результатов, полученных расчетным путем, были проведены экспериментальные исследования деревянных клееных балок с односторонней сквозной трещиной: две балки поперечным сечением Ь х Л = 135 х540 мм, пролетом Ь = 5400 мм и две балки поперечным сечением Ь х Л = 110x410 мм, пролетом Ь — 4100 мм (рис. 15). Нагружение балок осуществлялось до старта трещины. Нагрузка, соответствующая старту трещины, принималась за разрушающее усилие Р,. Экспериментальное значение несущей способности Рп испытанных балок определялась в соответствии с рекомендациями по испытанию деревянных конструкций.

Рис. 14. Зависимость функции от соотношения IIЬ и ЫЪ для балок с односторонней сквозной трещиной: а — расположенной по нейтральной оси балки; б - расположенной на 0,3й от нижней грани балки

' п 1.41

771143 -77.1.4]

Рис. 15. Общая схема испытаний балок с односторонней трещиной по нейтральной оси: а — балка поперечным сечением Ъ х А = 135x540 мм; б — балка поперечным сечением Ъ х А = 110x410 мм

Расчетное значение несущей способности />р испытанных балок определялось из выражения:

К'Ыг

(37)

4,5 ¿„ЛИ'

где К*с — расчетное значение вязкости разрушения древесины при поперечном сдвиге; Ь и Ь — соответственно, ширина и высота поперечного сечения балки; - безразмерный КИИ, учитывающий граничные условия и определяемый из графиков (рис. 14); / - длина трещины.

Расчетное значение вязкости разрушения древесины К'ис (скалывании вдоль волокон) определялось по формуле:

К1С =(К"Г_/у.„)тм, (38)

где К"с — нормативное значение вязкости разрушения древесины при поперечном сдвиге; у„„ - коэффициент надежности по материалу; - коэффициент условий работы, учитывающий влияние длительности нагружения с переходом от вязкости разрушения древесины при кратковременных испытаниях к ее вязкости разрушения в условиях длительно действующих постоянных и временных нагрузок за весь срок службы конструкции, который, согласно исследованиям Ю.М. Иванова, а также Р.Б. Орловича и автора диссертации, при длительных испытаниях деревянных образцов с концентраторами напряжений, равен 0,66.

Из анализа величин разрушающих нагрузок Р, балок было установлено, что с увеличением длины трещины их несущая способность уменьшается, а значения КИП К'ы при нагрузках, равных Р:, практически постоянны, т.е. являются вязкостью разрушения древесины Кис- Вычисленные по результатам испытаний балок величины К'„ для различных длин трещин подтвердили вывод, что вязкость разрушения древесины К;1С не зависит от толщины поперечного сечения. Сопоставляя значения несущей способности Р!" и Рп было установлено их близкое совпадение.

На основании выполненных экспериментально-теоретических исследований установлено, что расчетная несущая способность балок с трещинами должна определяться из условий: для балки с трещинами длиной /<0,5 А

К'^КЪ, (39)

м*

для балок с трещиной длиной />0,5 й — по формуле (39),

где К'„ — расчетный КИН при поперечном сдвиге, определяемый в зависимости от значений нагрузок по формуле (36); — расчетное значение вязкости разрушения древесины; М' - расчетный изгибающий момент в середине пролета балки; V — расчетный момент сопротивления поперечного сечения балки; Ят — расчетное сопротивление изгибу.

Экспериментально-теоретические исследования по определению закономерностей изменения несущей способности опорных и коньковых узлов арок включали в себя решение следующих задач: определение напряженно-деформированного состояния узлов с обоснованием применения методов меха-

ники разрушения для оценки их прочности; оценку прочности узлов с использованием критериальной зависимости (35); сопоставление экспериментальных и теоретических данных.

Для определения напряженно-деформированного состояния узлов трехшар-нирных арок и обоснования возможности применения методов механики разрушения к оценке их прочности, было рассчитано два варианта узлов (рис. 16). В первом варианте узел арки рассматривался без трещины (рис. 16а), втором - с трещиной длиной / у нижней кромки штампа (рис. 166). Варьируемыми параметрами узлов являлись: соотношение с/а = 0,25; 0,5 и 0,75; величина угла а между направлением действия сжимающего усилия N и направлением волокон древесины (0°; 15°; 30° и 45°); длина трещины / = 1; 2 и 5 мм.

узел с трещиной длиной /; 1- анизотропная полоса; 2 - штамп

Определение напряженно-деформированного состояния в зоне узлов арок сводилось к решению плоской задачи теории упругости МКЭ с использованием разработанной программы.

В результате выполненных численных исследований узлов арок с металлическими башмаками установлено: у кромок штампа имеет место сложное напряженное состояние, характеризуемое концентрацией напряжений о>, <х, и тхгс увеличением угла наклона волокон а > 0° концентрация всех трех компонент напряжений под кромками штампа увеличивается; наиболее опасным участком является зона под нижней кромкой штампа, где помимо скалывающих напряжений т„, действуют нормальные напряжения аг, вызывающие растяжение древесины поперек волокон; распределение напряжений у края штампа,

имеет точно такую же особенность, как в задаче о трещине, т.е. характер распределения напряжений у кромок штампа эквивалентен характеру распределения при наличии трещины. Поэтому, для оценки прочности приопорных участков узлов арок с металлическими башмаками, были использованы методы механики разрушения с введением незначительного дефекта в виде трещины длиной / в зоне концентрации напряжений.

Для оценки прочности узлов арок от действия сжимающего усилия N была разработана методика, сущность которой заключалась в следующем:

- первоначально для каждого из узлов с помощью МКЭ по разработанной программе определялись значения КИН К, и К „ при длине трещины / = 1, 2 и 5 мм;

- для каждого из узлов, при заданных длине трещины I и величине действующего усилия N. исходя из выражения (35) определялось значение разрушающей нагрузки Л*,, по формуле:

V ----(41)

* К, / К,с + (А'„ / К,к)

где М- усилие, действующее в узле; К, и Кц-КИН в вершине трещины; К1С и Кцс — вязкость разрушения древесины при нормальном отрыве и поперечном сдвиге;

- для каждого из узлов при соответствующих значениях а и соотношении с/а выполнялась аппроксимация значений усилий Ы,р от длины трещины /;

- за разрушающую нагрузку узла арки принималось значение Л^, соответствующее длине трещины 1—0 мм, определяемое из аппроксимированных зависимостей от I;

- для определения несущей способности узлов, в формуле (41) использовались расчетные значения вязкостен разрушения древесины К?с и К ¡¡с, учитывающие длительность действия нагрузки;

- значения К^ и К',с определялись, соответственно, по формулам (42 и 38).

(42)

здесь ут: — коэффициент надежности по материалу; тт1 - коэффициент условий работы (длительности) при нормальном отрыве (растяжении поперек волокон), определяемый на основании данных Ю.М. Иванова, а также ре-

зультатов автора диссертации, полученных при испытании ДКБ-образцов на действие длительной нагрузки, из выражения:

"■«»i = 1>03(1 — lgT^/10,214), (43)

где т„р - приведенная продолжительность действия постоянной и кратковременной снеговой нагрузки, численно равная 106—107с. С целью проверки разработанной методики были использованы экспериментальные данные автора диссертации, полученные при испытании фрагментов узлов арок поперечным сечением Ъ х h= 120 х 200 мм на действие сжимающего усилия N для 0°< а < 45° и 0,25 < с/а < 0,75. Расчетная несущая способность узлов Np определялась по формуле:

Ne = bxcxR„*K„, (44)

где Ъ - ширина образца; с — длина опорной площадки (штампа); Rca — расчетное сопротивление древесины смятию под утлом а к направлению волокон; К„ — коэффициент, учитывающий концентрацию напряжений под кромками башмаков, определяемый из выражения:

К„ = 0,348 - 0,064X, + 0,107X1 ~ (п^322 + 0,056X, - 0,044Х'2 )Х, + + (0,242 - 0,03IX2 + 0,065Х'г )Х',,

' а - 22,5° „ с/а-0,5 здесь X, =-г— ; X, =-.

1 225о г о,25

Установлено, что значения разрушающей нагрузки, определяемой по формуле (41) и полученной экспериментальным путем, близки между собой. Что же касается расчетных значений несущей способности NFn, определяемых по формуле (41) с использованием KFK и КЦС, то для узлов с хрупким характером разрушения, они близки со значениями Np, полученными экспериментальным путем (разница составляла менее 15%).

В результате проведенных экспериментально-теоретических исследований было установлено: в опорных и коньковых узлах арок с металлическими башмаками торцовые участки древесины находятся в условиях сложного неоднородного напряженного состояния; разработанная методика оценки прочности узлов арок хорошо согласуется с экспериментальными данными; критерий разрушения (35) адекватно описывает результаты экспериментальных исследований; несущая способность узлов, установленная экспериментально для случаев хрупкого разрушения, соответствует значениям, определяемым в соответствии с разработанной методикой; для определения вязкости разрушения древесины К*с

и КЦС при длительном действии нагрузки могут быть использованы зависимости изменения прочности при растяжении поперек и скалывании вдоль волокон; несущая способность узлов арок лимитируется не смятием древесины под плитой башмака, а уровнем концентрации напряжений в древесине, расположенной у его кромок.

Одним из конструктивных факторов, направленных на снижение концентрации напряжений, как при новом проектировании, так и при усилении при-опорных участков арок, является установка вклеенных под углом к волокнам древесины металлических стержней периодического профиля.

С целью оценки эффективности вклеенных стержней и определения закономерностей изменения несущей способности узлов арок, были выполнены соответствующие экспериментально-теоретические исследования. Теоретические исследования выполнялись МКЭ с использованием разработанной программы, а экспериментальные — путем испытаний узлов. Здесь было рассмотрено два варианта узлов арок: первый вариант включал узлы арок со сквозной трещиной длиной I (рис. 17а), а второй вариант — узлы арок со сквозной трещиной, усиленные вклеенными металлическими стержнями (рис. 176).

Рис. 17. Общий вид расчетных схем узлов арок: а — узел арки со сквозной трещиной; б - узел арки со сквозной трещиной и арматурными стержнями; 1 -анизотропная полоса; 2 — штамп; 3 — арматурные стержни

Во всех расчетных случаях длина трещины I принималась равной 45 и 145 мм. Арматурные стержни располагались в одной поперечной плоскости (по два стержня диаметром 16 мм), отстоящей от вершины трещины, по направлению ее развития, на 5 мм (рис. 176). Поперечное сечение расчитываемых узлов ЬхА

= 140x200 мм. Угол а = 0°; 15°; 30° и 45°, а соотношение с/а = 0,25; 0,5 и 0,75. Расчеты выполнялись как на действие усилия N, так и на совместное действие в узле усилийNn Q с соотношением Q/N— 0,2.

В результате численных расчетов было установлено, что для узлов арок, усиленных арматурными стержнями диаметром 16 мм, расчетные значения несущей способности Л'р, определяемые по формуле (41), намного выше расчетной несущей способности , определяемой по формуле (46), т.е. разрушение таких узлов будет происходить от смятия древесины под углом а к направлению волокон, расположенной под плоскостью штампа. При этом возникающие в арматурных стержнях напряжения не превысят предела прочности стали на растяжение.

Л£=схйхд„, (46)

где b — толщина элемента; с - длина опорной площадки (штампа); R<„ - расчетное сопротивление древесины смятию под углом а к направлению волокон.

Что же касается узлов с трещинами без арматурных стержней, то их несущая способность определяется прочностью древесины в вершине трещины и вычисляется по формуле (41).

С целью проверки численных результатов, были проведены испытания 21 образца, поперечным сечением bxh = 135 х 200 мм и длиной 1800 мм, представляющих собой фрагменты натурных коньковых узлов арок со сквозной трещиной длиной / = 145 мм для а =15°; 30° и 45° при соотношениях с/а = 0,25 и 0,5 на действие сжимающего усилия N. Всего приходилось по 3 образца для узлов как с арматурными стержнями, так и без арматурных стержней при а = 45° и с/а =0,25; 0,5 и а =30° с соотношением с/а =0,5, и для узлов без арматурных стержней с а =15° и с/а =0,5. Арматурные стержни диаметром 16 мм были вклеены параллельно опорным площадкам на расстоянии 150 мм от торца.

В результате сопоставления значений разрушающей нагрузки NKp и несущей способности Np, полученных при испытании узлов без арматурных стержней, с их теоретическими значениями, установлено полное совпадение. Установлено также, что для узлов, усиленных арматурными стержнями, разрушение имело пластический характер, а несущая способность должна определяться по формуле (46).

На основании результатов экспериментально-теоретических исследований узлов арок с металлическими башмаками были следующие выводы: в опорных и коньковых узлах, усиленных вклеенными стержнями, несущая способность определяется прочностью смятия древесины под башмаком; в процессе эксплуатации в древесине опорных и коньковых узлов, расположенной у кромок башмаков, могут возникать продольные трещины длиной, не превышающей расстояния от торца до оси установки стержней; расчет и расстановку вклеенных стержней необходимо выполнять в соответствии с требованиями нормативных документов.

При определении закономерностей изменения несущей способности опорных узлов балок с подрезками была принята методика, аналогичная использованной при исследовании узлов арок. Здесь численные исследования проводились для двух серий узлов: первая серия — узлы балок с подрезкой на опоре и трещиной длиной /; вторая серия — узлы балок с подрезкой на опоре, усиленные вертикально вклеенными в тело древесины арматурными стержнями, и трещиной длиной I (рис. 18).

Рис. 18. Расчетные схемы узлов балок с подрезкой на опоре: а — узел балки с подрезкой на опоре (серия 1); б — узел балки с подрезкой на опоре, усиленный арматурными стержнями (серия 2); 1 — древесина; 2 — стальная пластина; 3 — арматурные стержни

Варьируемыми параметрами расчитываемых узлов первой серии являлись: соотношение a/h — 0,1; ОД; 0,3; 0,4; 0,5; длина трещины / = 3; 5; 10 мм; а для узлов второй серии - соотношение a/h = 0,1 ; 0,2; 0,3; 0,4; 0,5; диаметр арматурных стержней d = 16; 18 и 20 мм (по два стержня, расположенных на расстоянии 60 мм от вертикальной грани подрезки) с длиной трещины / = 59 мм. Во всех рас-

четных схемах длина опорной площадки с = 150 мм, высота сечения балки h = 500 мм, а ее толщина Ь — 140 мм (рис. 18).

Экспериментальные исследования включали испытание фрагментов опорных узлов балок с подрезкой (по 3 образца из клееной древесины) поперечным сечением b х А =140x500 мм с соотношением a/h = 0,4; 0,5, и поперечным сечением Ь х h =160x910 мм с соотношением a/h = 0,5 как без арматурных стержней, так и с арматурными стержнями, вклеенными поперек волокон древесины на расстоянии 60 мм от вертикальной грани подрезки. В образцах поперечным сечением b х h =140x500 мм было вклеено по два арматурных стержня диаметром 16 мм, а в образцах поперечным сечением b х h =160x910 мм - по два арматурных стержня диаметром 20 мм.

В результате выполненных экспериментально-теоретических исследований установлено: разрушение узлов без арматурных стержней имело хрупкий характер и происходило от совместного действия растяжения древесины поперек и скалывания вдоль волокон, а узлов с арматурными стержнями — в результате скалывания древесины вдоль волокон; с увеличением глубины подрезки несущая способность узлов уменьшается; значения несущей способности узлов, полученные теоретическим путем с использованием формулы (41), близки со значениями, полученными из эксперимента; наличие в зоне подрезки двух металлических арматурных стержней диаметром 16, 18 или 20 мм, расположенных на расстоянии трех диаметров от торца подрезки, способствует увеличению несущей способности в 8 — 10 раз, по сравнению с узлами без вклеенных стержней. Расчет опорных узлов балок с подрезками следует производить по формуле

где Q — величина опорной реакции; b и h - ширина и высота поперечного сечения балки; к - коэффициент, определяемый по формулам (48 - 51); Rck — расчетное сопротивление скалыванию клееной древесины вдоль волокон при изгибе элементов. * = 0,1787-0,2725а/й + 0,1378(а/А)! - для узлов без арматурных стержней; (48) к = 1,8048 - 3,9654а/h + 3,1857(а//г)2 - для узлов со стержнями диаметром 16 мм;(49) к = 1,8412-3,8529й/А + 2,9714(а/А)г —для узлов со стержнями диаметром 18 мм;(50) к =1,842-3,5433о/А + 2,5071(а/Л)! - для узлов со стержнями диаметром 20 мм. (51) Шестая глава посвящена разработке рекомендаций по расчету элементов деревянных конструкций со сквозными трещинами и узлов, работающих в условиях сложного неоднородног о напряженного состояния.

Выполненные исследования позволили разработать ряд рекомендаций: I. Нормативные и расчетные значения вязкости разрушения древесины

1. За базовою величину для нормативных К"с, К"с и расчетных К'^, К"с значений вязкости разрушения древесины при нормальном отрыве (растяжении поперек волокон) и поперечном сдвиге (скалывании вдоль волокон) принимаются значения, соответствующие древесине влажностью Ж = 12%, плотностью р — 500 кг/м3при толщине элементов 40 мм.

2. Нормативные К"с, К"с и расчетные К 'г, К',с значения вязкости разрушения древесины принимаются с обеспеченностью, соответственно, 0,95 и 0,99.

3. Для случая нормального отрыва поперек волокон базовые нормативное ЛГ£и расчетное значения вязкости разрушения древесины определяются по формулам:

\-г\нч), (52)

К]с'(К^/Гш,)тшЛ, (53)

где Кк — среднее значение вязкости разрушения цельной и клееной древесины сосны при испытании образцов на действие кратковременной статической нагрузки, равное 0,348 МЛахм"2; ця — 1,65 - множитель, соответствующий уровню обеспеченности р = 0,95; V — коэффициент вариации вязкости разрушения древесины, максимальное значения которого равно 10,25%; ут, — коэффициент надежности по материалу, значение которого при V = 10,25% составляет 1,09; т^ = 0,324 - коэффициент условий работы, учитывающий влияние длительности нагружения с переходом от вязкости разрушения древесины в случае нормального отрыва поперек волокон при кратковременных испытаниях к ее вязкости разрушения в условиях длительно действующих постоянных и временных нагрузок за весь срок службы конструкции.

Тогда нормативное базовое значение вязкости разрушения цельной и клееной древесины сосны =0,289 МЛахм"2, а базовое расчетное Кгк = 0,086 МЛахм"2.

4. Для случая поперечного сдвига базовые нормативное К"с и расчетное К'с значения вязкости разрушения древесины определяются по формулам:

К"т=Кт(\- (54)

К'ж — (К"с /утП )тжЛХ, (55)

где К„с — среднее значение вязкости разрушения древесины при поперечном сдвиге при испытании образцов на действие кратковременной статической нагрузки, равное 1,075 МПахм"2; т)„ = 1,65 — множитель, соответствующий уровню обеспеченности р ~ 0,95; V — коэффициент вариации вязкости разрушения древесины, максимальное значение которого равно 6,41%; ум — коэффициент надежности по материалу, значение которого при V = 6,41% составляет 1,051; тт11 = 0,66- коэффициент условий работы, учитывающий влияние длительности нагружения с переходом от вязкости разрушения древесины в случае поперечного сдвига (скалывании вдоль волокон) при кратковременных испытаниях к вязкости разрушения древесины в условиях длительно действующих постоянных и временных нагрузок за весь срок службы конструкции.

Тогда нормативное базовое значение вязкости разрушения цельной и клееной древесины сосны К"с - 0,961 МПахм"2, а базовое расчетное = 0,604 МПахм"2.

5. Особенности влияния изменения плотности древесины и толщины элемента на вязкость разрушения цельной и клееной древесины сосны, по отношению к принятым базовым значениям, учитывается коэффициентами тр и ть> которые являются сомножителями к базовым значениям, полученных из выражений (30 и 32), и определяются по формулам:

а) для случая нормального отрыва (растяжения поперек волокон)

тр, =-0,4889+2,64558-10"3/Я-6,64263 10"У, (56)

ты=\, 177869-0,0061086+0,00004156г, при 10 < Ь < 140 (57)

б) для случая поперечного сдвига (скалывания вдоль волокон)

три = -0,8907+0,0039р, (5 8)

где Ь — толщина элемента в мм; р — плотность древесины в кг/м3. Так как вязкость разрушения древесины сосны при поперечном сдвиге не зависит от толщины элемента, то тьц— 1.

При толщине элементов конструкций свыше 140 мм значение ты принимается равным как для толщины 140 мм.

II. Рекомендации по расчету деревянных балок со сквозными трещинами 1. При наличии в балке одной односторонней краевой трещины длиной I £ 0,5И расчет балок, обеспеченных от потери устойчивости плоской формы деформирования, на прочность следует производить по формулам:

Л5—г. Лап к, ьн

ън

НС*

(59)

(60)

где — расчетное значение поперечной силы в опорном сечении балки; Ь и А - ширина и высота поперечного сечения балки; Рц - безразмерный КИН, учитывающий граничные условия и определяемый из графиков рис. 11; I — длина трещины; К— расчетное значение вязкости разрушения древесины при поперечном сдвиге; М— расчетный изгибающий момент; \Урасч - расчетный момент сопротивления поперечного сечения балки; Л„ - расчетное сопротивление древесины изгибу.

2. При длине трещины I > 0,5И расчет балок по прочности следует выполнять по формуле (59).

3. При наличии в балке двусторонних краевых трещин различной длины (по одной трещине с каждого торца) и расположенных от нижней грани по высоте сечения балки на расстоянии от О,ЗА до 0,5А, расчет на прочность выполняется для каждой длины трещины по формулам (59, 60). За несущую способность балки принимается минимальное значение.

III. Рекомендации по расчету опорных и коньковых узлов арок с металличе-

А. В случае опирания башмака на части поверхности торца арки и отсутствия в древесине приопорной зоны вклеенных арматурных стержней:

1) несущая способность узла на действие центрально приложенного сжимающего усилия N определяется из выражения

весины смятию под углом к волокнам; АС14— площадь смятия под башмаком; Кц — коэффициент, учитывающий концентрацию напряжений под кромками башмаков, определяется по формуле (45);

2) при одновременном действии сжимающего усилия N и сдвигающего усилия (2 несущая способность узла находится по формуле:

где Кд— коэффициент, учитывающий влияние поперечной силы и определяемый по формуле:

скими башмаками

■СМа

(62)

0,Ю

К = 0,79 - 0,27(—-^- -1)- 0,04(

е

N

здесь (2 — величина сдвигающего усилия; ./V- величина сжимающего усилия; а — угол между направлением действия сжимающего усилия N и направлением волокон древесины в градусах; с — длина опорной площадки башмака; И1 — длина торца полуарки.

Б. При опирании башмака на части поверхности торца арки и наличии в древесине приопорной зоны вклеенных параллельно торцу арматурных стержней:

1) несущая способность узла на действие центрально приложенного сжимающего усилия N определяется по формуле:

2) расчет узла на действие поперечной силы £) выполняется в соответствии с требованиями нормативных документов в зависимости от конструктивных решений;

3) расчет металлических стержней сводится к определению их диаметра. При этом усилие Q, вызывающее раскалывание древесины поперек волокон у кромок башмака, «перехватывается» арматурными стержнями. Тогда их расчет сводится к проверке прочности на растяжение материала стержня от действия силы £? и на выдергивание из древесины под углом к волокнам согласно требованиям нормативных документов;

4) расчет башмака выполняется в соответствии с требованиями нормативных документов.

IV. Рекомендации по расчету опорных узлов деревянных балок с подрезками

1. Проверку прочности на смятие древесины под опорной площадкой следует выполнять в соответствии с требованиями нормативных документов.

2. В зависимости от отношения глубины подрезки а к высоте поперечного сечения к балки, диаметра арматурных стержней ¿1, вклеенных в древесину, несущая способность узла определяется по формуле:

где О, — величина опорной реакции; Ъ и Н — ширина и высота поперечного сечения балки; к — коэффициент, определяемый по формулам (48 - 51); —

N < Я гиаАгм;

1СМа СМ >

(64)

<2 = — ЬккЯ1

ск

(65)

расчетное сопротивление скалыванию древесины вдоль волокон при изгибе

элементов.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1. Анализ работ, посвященных оценке прочности узлов и элементов деревянных конструкций, а также опыта их эксплуатации выявил, что они не всегда удовлетворяют требованиям надежности и долговечности ввиду возникновения повреждений в виде трещин и их развития в процессе эксплуатации. Основными причинами появления трещин являются: недостаточно полный учет свойств древесины как анизотропного тела при проектировании узловых сопряжений; наличие естественных пороков и концентрации напряжений в узловых сопряжениях; нарушения, связанные с температурно-влажностными условиями изготовления, монтажа и эксплуатации; несовершенство расчетных предпосылок по оценке несущей способности элементов и узлов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния.

2. Обоснована необходимость и показана возможность применения методов механики разрушения для оценки прочности элементов и узлов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния, а также прочности элементов деревянных конструкций со сквозными трещинами в связи с тем, что существующие критерии прочности анизотропных тел неадекватно описывают их предельные состояния. Установлено, что для изучения разрушения древесины при действии кратковременной статической нагрузки и ориентации трещины вдоль волокон применимы принципы линейной механики разрушения.

3. Показано, что для цельной и клееной древесины, в зависимости от ориентации плоскости трещины и направления ее развития по отношению к годичным кольцам и волокнам, характерно шесть направлений распространения трещины. Основными направлениями распространения сквозных трещин в элементах деревянных конструкций, исходя из самого строения древесины, являются трещины РП (нормаль к плоскости трещины совпадает с радиальным направлением, а развитие трещины происходит вдоль волокон) и ТП (нормаль к плоскости трещины совпадает с тангентальным направлением, развитие трещины происходит вдоль волокон).

4. Разработан алгоритм и программа численного расчета МКЭ силовых (коэффициенты интенсивности напряжений К/ и Кп) и энергетических (интенсивности освобождения энергии <7/ и вц, а также компонент контурного У-

интеграла Зх и.//) параметров разрушения элементов деревянных конструкций, позволяющие учитывать анизотропию механических свойств древесины. Моделирование сингулярности поля напряжений и деформаций в непосредственной близости от вершины трещины достигается путем использования квадратичных изопараметрических сингулярных КЭ. Установлено, что при определении параметров разрушения элементов деревянных конструкций МКЭ размер сетки сингулярных КЭ окружающих вершину трещины должен составлять несколько сотых от длины трещины, а относительные радиусы контуров интегрирования — от сотых до десятых долей длины трещины.

5. Экспериментальным путем получены диаграммы деформирования древесины у вершины трещины при нормальном отрыве (растяжении поперек волокон) и поперечном сдвиге (скалывании вдоль волокон), свидетельствующие о сильно локализованной зоне нелинейности, что подтверждает применение критериев линейной механики разрушения для описания процесса разрушения древесины от действия кратковременной статической нагрузки.

6. Разработана методика экспериментального определения вязкости разрушения древесины К]с и критической интенсивности освобождения энергии С/с для случая нормального отрыва (растяжения поперек волокон) с использованием плоских и ДКБ-образцов. Для плоских образцов с центральной трещиной или двусторонними краевыми трещинами, а также ДКБ-образцов МКЭ получены зависимости КИЛ К/ от геометрических характеристик образцов и длины трещины.

7. Выполнено обоснование формы и размеров образцов по определению вязкости разрушения древесины Кис и критической интенсивности освобождения энергии Оцс для случая поперечного сдвига (скалывания вдоль волокон). Обосновано применение балочных образцов с трещиной, расположенной по нейтральной оси в качестве основных при определении Кцс и С//с- МКЭ для балочного образца с трещиной по нейтральной оси получены зависимости Кц и С// от геометрических параметров образца и длины трещины. Разработана методика экспериментального определения вязкости разрушения древесины К11С и критической интенсивности освобождения энергии вис с использованием балочных образцов с трещиной, расположенной по нейтральной оси.

8. Впервые определены зависимости вязкости разрушения и интенсивности освобождения энергии для цельной и клееной древесины сосны при нормальном отрыве (растяжении поперек волокон) К/с и С/с и поперечном сдвиге (скалывании вдоль волокон) Кис и вис от плотности и влажности древесины, ори-

ентации плоскости трещины по отношению к годичным кольцам, толщины испытанных образцов и скорости нагружения. Установлено, что с увеличением плотности древесины вязкость разрушения К,с , Кцс и интенсивность освобождения энергии С/с и С//с увеличиваются. При увеличение толщины испытываемых образцов от 10 мм до 60 мм значения К/с и С/¡с уменьшаются, а в интервале от 60 мм до 90 мм они практически постоянны и при дальнейшем увеличении толщины образцов К/с и С/с незначительно возрастают. Значения Кпс и С^с практически не зависят от толщины.

9. На основании впервые решенной МКЭ задачи об одноосном растяжении анизотропной пластинки с наклонной центральной или двухсторонними краевыми трещинами определены зависимости КИН К/ и Кп в случае совместного действия в вершине трещины нормального отрыва и поперечного сдвига от геометрических параметров пластинки, длины трещины и угла ее наклона по отношению к направлению прикладываемого усилия.

10. Впервые экспериментальным путем для цельной и клееной древесины сосны определены зависимости КИН К] и К'„, вызывающие быстрое продвижение трещины при совместном действии в ее вершине нормального отрыва и поперечного сдвига от плотности древесины и толщины образцов.

11. На основе комплексных теоретических и экспериментальных исследований прочности элементов деревянных конструкций и узлов обосновано применение силового двухпараметрического критерия разрушения для описания предельного состояния элементов и узлов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния.

12. Установлено, что в случае длительного действия нагрузки снижение вязкости разрушения К/с при нормальном отрыве соответствует зависимости снижения длительной прочности древесины на растяжение поперек волокон, а для вязкости разрушения Кпс при поперечном сдвиге — зависимости снижения длительной прочности древесины на скапывание вдоль волокон.

13. Впервые определены расчетные значения вязкости разрушения цельной и клееной древесины сосны при нормальном отрыве АГ^ и поперечном сдвиге К*,с. Определены значения коэффициентов, учитывающих влияние на вязкость разрушения изменения толщины элемента и плотности древесины.

14. Разработана и экспериментально подтверждена методика оценки прочности узлов и элементов деревянных конструкций, работающих в условиях

сложного неоднородного напряженного состояния, основанная на методах механики разрушения.

15. На основе разработанной методики оценки прочности узлов и элементов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния, определены закономерности изменения несущей способности опорных и коньковых узлов арок с металлическими башмаками. Установлено, что их разрушение происходит от совместного действия скалывающих и нормальных к волокнам древесины напряжений, а величина несущей способности ниже величины, определяемой по действующим нормам проектирования деревянных конструкций.

16. Определены закономерности изменения несущей способности узлов арок с металлическими башмаками и вклеенными параллельно торцу металлическими стержнями периодического профиля от диаметра стержней, отношения длины опорной площадки башмака к длине торца полуарки и утла наклона волокон по отношению к направлению действия сжимающего усилия. Установлено, что их разрушение при наличии вклеенных стержней диаметром от 16 до 20 мм происходит от смятия древесины под опорной плитой башмака, а величина несущей способности определяется из условий прочности древесины на смятие и прочности вклеенных стержней.

17. Впервые для деревянных балок с трещинами, расположенными по торцам, определены закономерности изменения несущей способности и прогиба от пролета, длины трещины и места ее расположения по высоте поперечного сечения. Установлено, что их несущая способность при длине трещины меньше половины высоты поперечного сечения определяется из условия прочности на скалывание древесины в вершине трещины и условия прочности древесины на изгиб, а при длине трещины более половины высоты поперечного сечения — только из условия прочности древесины на скалывание в вершине трещины.

18. Для опорных узлов деревянных балок с подрезками и вклеенными поперек волокон металлическими стержнями периодического профиля определены закономерности изменения несущей способности в зависимости от диаметра стержней и отношения глубины подрезки к высоте поперечного сечения.

19. Разработаны рекомендации по расчету деревянных балок со сквозными краевыми трещинами, опорных и коньковых узлов трехшарнирных арок с вклеенными параллельно торцу арматурными стержнями и узлов балок с подрезками и вклеенными поперек волокон древесины металлическими стержнями.

20. Достоверность полученных результатов подтверждена опытом проектирования и эксплуатации ряда зданий и сооружений. Результаты исследований вошли в СНБ (строительные нормы Беларуси) 5.05.01-2000 «Деревянные конструкции» и использованы при проектировании покрытия школы в Топарево-Никулино (г. Москва), а также при разработке проектов усиления деревянных клееных арок Дворца легкой атлетики в г. Гомеле, спортивного комплекса «Трудовые резервы» в г. Минске, пассажирского павильона «Минск-2», деревянных конструкций покрытия здания ТТП «Лукойл-Усинскнефтегаз».

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах:

1. Найчук АЛ. К вопросу оценки вязкости разрушения древесины //Тез. докл. Y научн. практич. конференции / ЦНИИПромзданий. - М., 1986. - С. 16.

2. Найчук А.Я., Федоров A.B. К вопросу оценки хрупкого разрушения древесины //Совершенствование материалов, конструкций и технологии строительства: Тез. докл. /НИСИ им.В.В.Куйбышева. - Новосибирск, 1987. -С.21.

3. Кузьминский С.О., Славик Ю.Ю., Найчук А Л. К методике определения характеристик трещиностойкости цементностружечных плит при статическом нагружении /ЦНИИСК. - М., 1989. - 15 с. - Деп. в ВНИИНТПИ; вып.6, 1889. №9878.

4. Найчук АЛ., Левчук A.C. Определение напряженно-деформироваванного состояния деревянных клееных конструкций со сквозными трещинами / ЦНИИПромзданий. - Брест, 1989. - 49 с. - Деп. в ВНИИНТПИ 9.09.1989. -№10284.

5. Орлович Р.Б., Найчук АЛ. О достоверности критерия Бейли при оценке длительной прочности древесины // Изв. вузов. Лесной журнал. — 1989. — №2 —С.124-126.

6. Орлович Р.Б., Найчук АЛ. О применении критериев длительной прочности в расчетах деревянных конструкций // Изв. вузов. Строительство и архитектура.- 1989.-№5.-С. 15-19.

7. А. с. №1733594 СССР. Узел опирания деревянной балки на несущую конструкцию / Областной институт по комплексному проектированию объектов жилищно-гражданского назначения «Гомельгражданпроект»; М.А.Маженштейн., Н.С.Терещенко, С.Н.Васильев, АЛ.Найчук — №4737210/33; Заявл. 22.09.89; Опубл. в Б.И. 1992, №18.

8. Найчук АЛ. Методика определения вязкости разрушения древесины К1с //Экспериментальные исследования и расчет строительных конструкций. Сборник науч.трудов / ЦНИИпромзданий. — М., 1992. — С.63-70.

9. Найчук АЛ., Орлович Р.Б. Оценка прочности древесины методами механики разрушения // Совершенствование строительных конструкций из дерева и пластмасс. Межвуз. темат. сб. трудов / СПбИСИ. - СПб., 1992. - С.43-48.

10. Холодарь Б.Г., Найчук АЛ. К вопросу о выборе аппроксимирующих функций для нелинейных конечных элементов в плоской задаче // Новые технологии в машиностроении и вычислительной технике. 4.1 /БрПИ. - Брест, 1998.-С. 160-164.

11. Найчук А.Я., Холодарь Б.Г. Сингулярные нелинейные элементы в плоской задаче ортотропных тел с трещинами // Материалы II Белорусского конгресса по теоретической и прикладной механике. Тез. докл., — Минск, 1999. - С.97.

12. Найчук А.Я., Драган В.И., Найчук A.A. Оценка прочности элементов деревянных конструкций со сквозными трещинами //Проблемы безопасности на транспорте. Тез. докл. Межународ. научн.-практ. конф. /Под общ. ред. В.И. Сенько. - Гомель: БелГУТ, 2002. - С.239-240.

13. Драган В.И., Найчук А.Я., Петрукович А.Н. Определение величины J-интеграла при испытании образцов из древесины // Budownictwo о zoptymal-izowanym potencjale energetycznym: Praca zbiorowa / pod redakcja T.Bobki. -Czestochowa: Wydawnictwa Politechniki Czestochowskiej. — 2004. — C.66-71.

14. Найчук А.Я., Драган В.И., Петрукович А.Н. Методика экспериментального определения характеристик трещиностойкости древесины на ДКБ-образцах // Вестник БГТУ. Строительство и архитектура. - 2004. - №1. — С.85-88.

15. Найчук А.Я., Петрукович А.Н. Применение метода калибровки податливости для определения трещиностойкости древесины // Вестник БГТУ. Строительство и архитектура. - 2004. - № 1. - С.88-90.

16. Найчук АЛ., Драган В.И., Петрукович А.Н. К вопросу методики экспериментального определения вязкости разрушения древесины Кпс // Приложение к Вестнику БГТУ. Строительство и архитектура (Материалы XI Междунард. науч.-метод. меж. вуз. семинара) 41. — 2004. — №1. — С.62-68.

17. Найчук АЛ. К вопросу о несущей способности деревянных клееных балок со сквозными трещинами // Промышленное и гражданское строительство. —

2004. - №6. - С.38-40.

18. Найчук АЛ., Петрукович А.Н. О вязкости разрушения древесины сосны Kic при кратковременном действии статической нагрузки // Вестник БГТУ. Строительство и архитектура. — 2005. - №2(32). - С.60-63.

19. Найчук А.Я., Захаркевич И.Ф. Некоторые вопросы нормирования вязкости разрушения древесины // Вестник БГТУ. Строительство и архитектура.. —

2005. - №2(32). - С.57- 59.

20. Найчук АЛ., Драган В.И., Петрукович А.Н. К вопросу оценки трещиностойкости древесины // Перспективы развития новых технологий в строительстве и подготовке инженерных кадров Республики Беларусь: Международ. сб. науч. трудов. — Гомель: УО «БелГУТ», 2005. — С.81-84.

21. Найчук АЛ., Холодарь Б.Г., Петрукович АЛ., Хващевская ИЗ. К вопросу о выборе сетки конечных элементов и контуров интегрирования // Промышленное и гражданское строительство. — 2005. — №6. — С.20-21.

22. Найчук АЛ. О некоторых причинах повреждений деревянных конструкций в процессе эксплуатации // Уникальные спец. технологии. Деревянные клееные конструкции: перспективы развития рынка России с учетом мирового опыта /Центр новых стрит, техн., материал, и оборуд., М.: 2005. — №1(2). — С.71—73.

23. Найчук АЛ., Чорнолоз B.C., Петрукович А.Н. О прочности деревянных клееных балок с повреждениями в виде сквозных трещин // PecypcoeKonoMi матер1али, констркци', буд1вл1 та споруди. 36. наук, праць / Нацюнальний университет водного господарства та природокористування. — PiBHe, 2005. -Вип. №12 —С.218 —227.

24. Найчук АЛ. О вязкости разрушения древесины сосны Кпс при кратковременном действии статической нагрузки // Промышленное и гражданское строительство. — 2006. — №1. — С.42 — 43.

25. Найчук АЛ. Вязкость разрушения древесины сосны К/с и Кис при совместном действии нормального отрыва и поперечного сдвига // Строительная механика и расчет сооружений. - 2006. - №1. - С.7 - 14.

26. Найчук АЛ. Оценка прочности узлов деревянных клееных трехшарнирных арок методами механики разрушения // Промышленное и гражданское строительство. — 2006. — №6. - С. 34 — 35.

27. Найчук АЛ. О закономерностях изменения несущей способности опорных узлов деревянных клееных балок с подрезками // Строительная механика и расчет сооружений,— 2006. - №4. - С. 12 - 15.

28. Найчук АЛ. Вязкость разрушения древесины сосны при длительном статическом нагружении в случае нормального отрыва // Промышленное и 1раж-данское строительство. — 2006. — №7. — С. 49 — 50.

29. Найчук АЛ. О несущей способности узлов деревянных клееных трехшарнирных арок, усиленных наклонно вклеенными стержнями // Изв. вузов. Лесной журнал. - 2006. - - С. f

I

Тираж 100 экз. Заказ №1736

Отпечатано в ФГУП ЦПП

В в е д е н и е.

Глава1 .СУЩЕСТВО ПРОБЛЕМЫ, ЦЕЛЬ И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЙ.

1.1. Применение деревянных конструкций в строительстве.

1.2. Анализ состояния деревянных конструкций в процессе эксплуатации.

1.3. Анализ исследований по оценке прочности деревянных конструкций.

1.4. Цель и задачи исследований.

Выводы по первой главе.

Глава 2. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ПРЕДПОСЫЛКИ ОЦЕНКИ ПРОЧНОСТИ ЭЛЕМЕНТОВ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ МЕТОДАМИ МЕХАНИКИ РАЗРУШЕНИЯ.

2.1. Основные виды разрушения цельной древесины и особенности разрушения клееной.

2.2. Обоснование применения принципов линейной механики разрушения изотропных тел к разрушению древесины.

2.3. Моделирование сингулярности поля напряжений и деформаций вблизи трещины.

2.4. Разработка алгоритма расчета элементов деревянных конструкций со сквозными трещинами.

2.5. Влияние выбора сетки конечных элементов и контуров интегрирования на вычисление 1-интеграла и коэффициентов интенсивности напряжений.

Выводы по второй главе.

Глава 3. МЕТОДИКА ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ОПРЕДЕЛЕНИЯ ТРЕ-ЩИНОСТОЙКОСТИ ДРЕВЕСИНЫ ПРИ ДЕЙСТВИИ СТАТИЧЕСКОЙ НАГРУЗКИ.

3.1. Диаграммы деформирования древесины у вершины трещины при нормальном отрыве поперек и скалывании вдоль волокон.

3.2. Обоснование формы и размеров образцов по определению характеристик разрушения древесины.

3.3. Выбор и обоснование методов экспериментального определения характеристик трещиностойкости древесины.

Выводы по третьей главе.

Глава 4. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ ДРЕВЕСИНЫ ПРИ ДЕЙСТВИИ СТАТИЧЕСКОЙ НАГРУЗКИ.

4.1. Определение вязкости разрушения К]с и скорости освобождения энергии G/спри кратковременном действии нагрузки.

4.2. Определение вязкости разрушения Кцс и скорости освобождения энергии G ¡¡с при кратковременном действии нагрузки.

4.3. Определение коэффициентов интенсивности напряжений К] и К *, вызывающих продвижение трещины в древесине при совместном действии нормального отрыва и поперечного сдвига.

4.4. Обоснование критерия разрушения элементов деревянных конструкций со сквозными трещинами.

Выводы по четвертой главе.

Глава 5. ОЦЕНКА ПРОЧНОСТИ ЭЛЕМЕНТОВ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ СО СКВОЗНЫМИ ТРЕЩИНАМИ И УЗЛОВ, РАБОТАЮЩИХ В УСЛОВИЯХ СЛОЖНОГО НЕОДНОРОДНОГО НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ.

5.1. Общие закономерности изменения несущей способности деревянных балок со сквозными трещинами.

5.2. Общие закономерности изменения несущей способности узлов трехшарнирных арок.

5.3. Общие закономерности изменения несущей способности узлов арок, усиленных наклонно вклеенными стержнями.

5.4. Общие закономерности изменения несущей способности опорных узлов деревянных клееных балок с подрезками.

Выводы по пятой главе.

Глава 6. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО РАСЧЕТУ ЭЛЕМЕНТОВ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ СО СКВОЗНЫМИ ТРЕЩИНАМИ И УЗЛОВ, РАБОТАЮЩИХ В УСЛОВИЯХ СЛОЖНОГО НЕОДНОРОДНОГО НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ. ВНЕДРЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ РАБОТЫ.265 6.1. Нормативные и расчетные значения вязкости разрушения древесины сосны.

6.2. Рекомендации по расчету деревянных балок со сквозными трещинами.

6.3. Рекомендации по расчету и проектированию опорных и коньковых узлов арок с металлическими башмаками.

6.4. Рекомендации по расчету опорных узлов деревянных клееных балок с подрезками.

6.5. Внедрение результатов работы.

Выводы по шестой главе.

Зарубежный и отечественный опыт проектирования и эксплуатации деревянных конструкций показывает целесообразность их широкого использования в зданиях и сооружениях различного назначения [5, 45, 52, 57, 68, 69, 74, 76, 77, 81 87, 177]. В большинстве случаев проявляются такие их достоинства, как сокращение материалоемкости и стоимости зданий, уменьшение массы и сроков строительства.

Повышение эффективности использования деревянных конструкций тесным образом связано с такими понятиями, как надежность и долговечность. Эти два понятия обеспечиваются на стадии проектирования, изготовления, монтажа и эксплуатации. Однако, несмотря на массовость применения деревянных конструкций, они не всегда удовлетворяют требованиям прочности и долговечности из-за образования в процессе эксплуатации повреждений в виде параллельных волокнам трещин и расслоений. Геометрические параметры таких повреждений, в зависимости от вида конструкции, срока ее службы и условий эксплуатации, колеблются в широких пределах, как по глубине сечения, так и длине конструкции. Свидетельством тому являются результаты обследований целого ряда объектов в странах СНГ и за рубежом.

Основными причинами возникновения трещин являются: а) недостаточно полный учет свойств древесины как анизотропного материала при проектировании соединений элементов деревянных конструкций; б) наличие естественных пороков и концентрации напряжений в узловых сопряжениях; в) нарушения, вызванные температурно-влажностными условиями эксплуатации и монтажа; г) несовершенство расчетных предпосылок при оценке прочности элементов деревянных конструкций и их узлов в условиях сложного неоднородного напряженного состояния [1, 2, 62, 63, 68, 86, 98, 114, 117, 118,121, 123,125 -127,130,148,149,160, 161, 165, 167,168].

Вопросам оценки прочности как естественных, так и искусственных конструкционных материалов посвящено большое количество исследований отечественных и зарубежных ученых. При большом многообразии материалов естественно и большое число критериев прочности. Для изотропных материалов такими критериями являются: критерии наибольших нормальных напряжений и удлинений; критерий наибольших касательных напряжений; критерии Мора, Шлейхера-Надаи, Давиденкова-Фридмана [73, 88, 116] для анизотропных - By [19, 205], Г.А.Гениева [27, 28], Е.К.Ашкенази [6 - 8], И.И.Гольденблата -В.А.Копнова [29, 30] и другие. Что же касается оценки прочности элементов деревянных конструкций, то здесь можно выделить работы Ю.М. Иванова [59 -61, 64 - 67], Е.М. Знаменского [54], Р.Б. Орловича [118 - 120, 128], E.H. Серова [148, 150], A.C. Фрейдина [166], С.Б. Турковского [162], Баретта и Фоши [180], Мэдсена [187] и другие.

Общеизвестно, что прочность элементов деревянных конструкций, в ряде случаев, определяется прочностью участков, работающих в условиях как сложного однородного, так и неоднородного напряженного состояния. В первом случае оценка прочности, как при кратковременном, так и длительном действии нагрузки, осуществляется по известным критериям прочности анизотропных тел Е.К.Ашкенази [6 - 8] или Г.А. Гениева [27, 28] и удовлетворительно согласуется с экспериментальными данными. При этом считается, что разрушение элемента в локальной зоне приводит к его полному разрушению, что не всегда соответствует действительности. Для случаев сложного неоднородного напряженного состояния (врубки, сопряжения деревянных элементов посредством металлических стержней, подрезки опорных участков балок, опорные и коньковые узлы арок и рам, наличие сквозных трещин) применение указанных критериев неприемлемо, поскольку приводит к значительному расхождению с экспериментальными данными [98, 129]. Здесь должны быть использованы такие параметры механики разрушения, как коэффициенты интенсивности напряжений К,я Кп, интенсивности освобождения энергии G, и G„, компоненты потока энергии Jx и Jy, позволяющие учитывать нарушения сплошности среды и концентрацию напряжений в вершине трещины. Отметим, что обоснованных данных по предельным значениям коэффициентов интенсивности напряжений

КИН) К, и К и для древесины, позволяющих учитывать геометрические параметры элементов деревянных конструкций, ориентации плоскости трещины по отношению к годичным кольцам древесины, длительность действия нагрузки, в настоящее время не имеется. Поэтому использование указанных параметров для оценки прочности элементов деревянных конструкций ставит на первый план задачу проведения комплексных исследований по определению характеристик трещиностойкости древесины в случае нормального отрыва (растяжение поперек волокон) К/с и поперечного сдвига (скалывание вдоль волокон) Кпс [99 - 101, 103, 105 - 111, 138, 172, 173], а также разработку критериальной зависимости для случаев комбинированного нагружения [178].

Таким образом, оценка прочности элементов деревянных конструкций в условиях сложного неоднородного напряженного состояния является актуальной и включает в себя две неразрывно связанные задачи - оценку прочности элементов деревянных конструкций в условиях большой концентрации напряжений (узловые сопряжения) и оценку прочности в условиях нарушения сплошности сечения (дефекты и повреждения в виде трещин).

Учитывая вышеизложенное, можно сделать вывод о необходимости совершенствования методики расчета элементов деревянных конструкций на основе комплексного исследования механических характеристик и особенностей деформирования древесины в зонах концентрации напряжений и разработки теории расчета элементов деревянных конструкций с повреждениями в виде трещин.

Основой выполненных исследований является анализ мирового опыта в области изучения процессов разрушения изотропных и анизотропных материалов, а также результаты проведенных экспериментально-теоретических исследований, на базе которых разработана теория расчета элементов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженно-деформированного состояния. Теоретической базой данных исследований являются труды видных ученых в области механики разрушения: Г.ПЛерепанова, А.А.Каминского, Х.Т.Кортена, В.В.Болотина, Ю.Н.Работнова, Н.А.Махутова,

Е.М.Морозова, Г.П. Никишкова, Л.И.Слепяна, В.В.Панасюка, В.П.Трощенко, К.А.Пирадова, Е.А.Гузеева, Ю.В.Зайцева, М.М.Гаппоева, Г.И.Баренблатта, В.З.Партона, Райса, Ирвина, Ву [10, 13 - 15, 23 - 26, 42, 43, 50, 51, 70 - 72, 90, 93-97,133-137,142,159, 172, 173, 183,190, 201 -206] и др.

Решение поставленной задачи актуально еще и потому, что позволяет осуществлять прогнозирование остаточного ресурса элементов деревянных конструкций по известным геометрическим параметрам трещин, обосновано назначать те или иные конструктивные мероприятия по восстановлению несущей способности деревянных конструкций.

Целью работы является разработка научно обоснованного метода оценки прочности элементов деревянных конструкций при сложном неоднородном напряженно-деформированном состоянии с привлечением параметров механики разрушения и методик расчета элементов деревянных конструкций с повреждениями в виде сквозных трещин.

Основными задачами исследования являются :

- обобщение результатов исследований по оценке прочности элементов и узлов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния;

- выбор и обоснование модели разрушения древесины;

- разработка алгоритма и программы численного расчета силовых и энергетических параметров разрушения элементов деревянных конструкций таких, как коэффициенты интенсивности напряжений А*/ и Кц , интенсивности освобождения энергии (7/ и (7// и компоненты потока энергии Л;

- разработка методики по экспериментальному определению вязкости разрушения древесины К ¡с и Кцс при статическом воздействии нагрузки и их определение;

- оценка влияния плотности, влажности древесины, ориентации плоскости трещины по отношению к годичным кольцам и толщины элементов при определении вязкости разрушения древесины;

- определение коэффициентов интенсивности напряжений древесины, вызывающих продвижение трещины при совместном действии нормального отрыва и поперечного сдвига;

- разработка и обоснование критерия разрушения элементов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния;

- определение закономерностей изменения несущей способности опорных и коньковых узлов арок, а также опорных узлов деревянных балок с подрезками;

- определение закономерностей изменения несущей способности деревянных балок со сквозными трещинами;

- разработка метода расчета узлов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния и элементов деревянных конструкций с повреждениями в виде трещин;

- разработка рекомендаций по определению нормативных и расчетных значений вязкости разрушения древесины;

- разработка рекомендаций по расчету опорных и коньковых узлов арок, опорных узлов деревянных балок с подрезками, деревянных балок со сквозными трещинами.

Предметом исследования является прочность элементов деревянных конструкций со сквозными трещинами и узлов, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния, с использованием методов механики разрушения.

Объектом исследования являются цельная и клееная древесина, а также узлы и элементы деревянных конструкций, работающие в условиях сложного неоднородного напряженного состояния.

Научная новизна полученных результатов состоит в следующем:

- впервые выявлены и определены зависимости вязкостей разрушения для цельной и клееной древесины сосны К ¡с и Кцс от ее плотности, влажности и толщины испытываемых элементов, а также ориентации плоскости трещины по отношению к годичным кольцам;

- впервые для цельной и клееной древесины сосны определены зависимости между коэффициентами интенсивности напряжений К] и К'„, вызывающими быстрое продвижение трещины при совместном действии в ее вершине нормального отрыва и поперечного сдвига;

- впервые определены нормативные и расчетные значения вязкости разрушения для цельной и клееной древесины сосны;

- разработан и экспериментально подтвержден метод оценки прочности элементов деревянных конструкций с использованием параметров механики разрушения;

- впервые для хрупкого разрушения цельной и клееной древесины, работающей в условиях сложного неоднородного напряженного состояния, обосновано применение силового критерия разрушения;

- впервые выявлены и определены закономерности изменения несущей способности деревянных балок со сквозными трещинами, опорных и коньковых узлов трехшарнирных арок с вклеенными металлическими стержнями и опорных узлов деревянных балок с подрезками.

Практическая значимость работы заключается в определении зависимостей вязкости разрушения цельной и клееной древесины сосны Кю и Кцс от ее плотности, влажности и толщины элемента; разработке методов расчета узлов и элементов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния; разработке алгоритма по определению силовых и энергетических параметров разрушения элементов деревянных конструкций и его реализации в виде программных продуктов; разработке рекомендаций по определению нормативных и расчетных значений вязкости разрушения древесины сосны /Ос и Кцс, разработке рекомендаций по расчету опорных и коньковых узлов арок, опорных узлов деревянных балок с подрезками и деревянных балок со сквозными трещинами.

Внедрение результатов исследований. Результаты исследований вошли в СНБ (строительные нормы Беларуси) 5.05.01-2000 «Деревянные конструкции» в части требований по обеспечению долговечности деревянных конструкций и расчету узлов арок. По предложенной методике оценки прочности элементов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния, осуществлены расчеты опорных узлов деревянных клееных балок с подрезками для покрытия школы в Топарево-Никулино (г. Москва), а также при разработке проектов усиления деревянных клееных арок Дворца легкой атлетики в г. Гомеле, спортивного комплекса «Трудовые резервы» в г. Минске, пассажирского павильона «Минск-2», деревянных конструкций покрытия здания ТТП «Лукойл-Усинскнефтегаз».

Личный вклад соискателя. Все материалы и результаты исследований, алгоритм и программа, которые вошли в диссертацию, получены лично соискателем. Соавторы совместно опубликованных работ выполняли под руководством соискателя или независимо исследования на смежные темы, не рассматриваемые в данной диссертации.

Апробация работы. Основные результаты диссертации доложены, обсуждены и опубликованы в материалах следующих республиканских и международных конференций, конгрессов и семинаров:

- V Научно-практическая конференция молодых ученых и специалистов ЦНИИПромзданий (г. Москва, февраль, 1986 г.);

- Областная научно-техническая конференция «Молодежь и научно-технический прогресс в строительстве» (г. Новосибирск, апрель 1987 г.);

- Научно-технический семинар НТО стройиндустрии (г. Ленинград, март 1988 г.);

- Республиканский научно-технический семинар «Эксплуатационная надежность зданий и сооружений» (г. Минск, ноябрь, 1995 г.);

- X научно -техническая конференция Брестского политехнического института «Новые технологии в машиностроении и вычислительной технике» (г. Брест, март, 1998 г.)

- II Белорусский конгресс по теоретической и прикладной механике

МЕХАНИКА-99» (г. Минск, июнь, 1999 г.);

- 6-ой Международный научно-методический семинар «Перспективы развития новых технологий в строительстве и подготовке инженерных кадров Республики Беларусь» (г. Минск, октябрь, 2000 г.);

- Международная научно-практическая конференция «Проблемы безопасности на транспорте» (г. Гомель, сентябрь, 2002 г.);

- X Международный научно-методический межвузовский семинар «Перспективы развития новых технологий в строительстве и подготовке инженерных кадров Республики Беларусь» (г. Гомель, сентябрь, 2003 г.);

- XI Международный научно-методический семинар «Перспективы развития новых технологий в строительстве и подготовке инженерных кадров Республики Беларусь» (г. Брест, ноябрь, 2004 г.);

По теме диссертации опубликовано 27 научных работ.

На защиту выносятся:

- разработанный алгоритм по определению параметров разрушения древесины узлов и элементов деревянных конструкций со сквозными трещинами;

- разработанная методика определения вязкостей разрушения древесины Кю и К ¡¡с при действии статической нагрузки;

- результаты исследований трещиностойкости цельной и клееной древесины, зависимости вязкостей разрушения Кю и Кис от плотности и влажности древесины, толщины испытываемых образцов, ориентации плоскости трещины по отношению к годичным кольцам;

- новые научные представления о закономерностях сопротивления развитию трещин в древесине при совместном действии в ее вершине нормального отрыва и поперечного сдвига;

- разработанная методика расчета узлов и элементов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния;

- результаты исследований несущей способности опорных и коньковых узлов деревянных клееных арок, опорных узлов деревянных балок с подрезками, деревянных балок со сквозными трещинами;

- рекомендации по определению нормативных К"с, К"с и расчетных

К'к, Крисзначений вязкости разрушения древесины;

- рекомендации по расчету опорных и коньковых узлов деревянных клееных арок, опорных узлов деревянных балок с подрезками, деревянных балок со сквозными трещинами.

Диссертация состоит из введения, шести глав, заключения, списка использованных источников, содержащего 206 наименований и 2 приложений, включающих текст разработанной программы и материалы о внедрении. Общий объем текста включает 278 страниц, в том числе 129 рисунков и 56 таблиц.

Выводы по шестой главе

1. Разработанные численные алгоритмы и компьютерные программы, а также рекомендации по определению несущей способности элементов деревянных конструкций со сквозными трещинами и узлов, работающих в условиях сложного неоднородного состояния, дают достоверные результаты.

2. Разработанные рекомендации по оценке несущей способности узлов арок с металлическими башмаками могут применяться для оценки прочности узлов деревянных рам и ферм, где передача усилий осуществляется через торцы посредством металлических опорных пластин.

3. Разработанные рекомендации по расчету элементов и узлов деревянных конструкций с применением методов механики разрушения являются развитием традиционных методов определения несущей способности.

4. Впервые определены расчетные значения вязкостей разрушения цельной и клееной древесины сосны Кю и Кпс, установлены закономерности их изменения в зависимости от плотности древесины и ширины поперечного сечения элементов деревянных конструкций.

278

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Анализ работ, посвященных оценке прочности узлов и элементов деревянных конструкций, а также опыта их эксплуатации выявил, что они не всегда удовлетворяют требованиям надежности и долговечности ввиду возникновения повреждений в виде трещин и их развития в процессе эксплуатации. Основными причинами появления трещин являются: недостаточно полный учет свойств древесины как анизотропного тела при проектировании узловых сопряжений; наличие естественных пороков и концентрации напряжений в узловых сопряжениях; нарушения, связанные с температурно-влажностными условиями изготовления, монтажа и эксплуатации; несовершенство расчетных предпосылок по оценке несущей способности элементов и узлов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния.

2. Обоснована необходимость и показана возможность применения методов механики разрушения для оценки прочности элементов и узлов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния, а также прочности элементов деревянных конструкций со сквозными трещинами в связи с тем, что существующие критерии прочности анизотропных тел неадекватно описывают их предельные состояния. Установлено, что для изучения разрушения древесины при действии кратковременной статической нагрузки и ориентации трещины вдоль волокон применимы принципы линейной механики разрушения.

3. Показано, что для цельной и клееной древесины, в зависимости от ориентации плоскости трещины и направления ее развития по отношению к годичным кольцам и волокнам, характерно шесть направлений распространения трещины. Основными направлениями распространения сквозных трещин в элементах деревянных конструкций, исходя из самого строения древесины, являются трещины РП (нормаль к плоскости трещины совпадает с радиальным направлением, а развитие трещины происходит вдоль волокон) и ТП (нормаль к плоскости трещины совпадает с тангентальным направлением, развитие трещины происходит вдоль волокон).

4. Разработан алгоритм и программа численного расчета МКЭ силовых (коэффициенты интенсивности напряжений К] и Кц) и энергетических (интенсивности освобождения энергии бу и бу/, а также компонент контурного 3-интеграла Зх и Л) параметров разрушения элементов деревянных конструкций, позволяющие учитывать анизотропию механических свойств древесины. Моделирование сингулярности поля напряжений и деформаций в непосредственной близости от вершины трещины достигается путем использования квадратичных изопараметрических сингулярных КЭ. Установлено, что при определении параметров разрушения элементов деревянных конструкций МКЭ размер сетки сингулярных КЭ окружающих вершину трещины должен составлять несколько сотых от длины трещины, а относительные радиусы контуров интегрирования - от сотых до десятых долей длины трещины.

5. Экспериментальным путем получены диаграммы деформирования древесины у вершины трещины при нормальном отрыве (растяжении поперек волокон) и поперечном сдвиге (скалывании вдоль волокон), свидетельствующие о сильно локализованной зоне нелинейности, что подтверждает применение критериев линейной механики разрушения для описания процесса разрушения древесины от действия кратковременной статической нагрузки.

6. Разработана методика экспериментального определения вязкости разрушения древесины К/с и критической интенсивности освобождения энергии (г/с для случая нормального отрыва (растяжения поперек волокон) с использованием плоских и ДКБ-образцов. Для плоских образцов с центральной трещиной или двусторонними краевыми трещинами, а также ДКБ-образцов МКЭ получены зависимости КИН К/ от геометрических характеристик образцов и длины трещины.

7. Выполнено обоснование формы и размеров образцов по определению вязкости разрушения древесины Кцс и критической интенсивности освобождения энергии Су/с для случая поперечного сдвига (скалывания вдоль волокон).

Обосновано применение балочных образцов с трещиной, расположенной по нейтральной оси в качестве основных при определении КцС и С ¡¡с. МКЭ для балочного образца с трещиной по нейтральной оси получены зависимости Кц и С// от геометрических параметров образца и длины трещины. Разработана методика экспериментального определения вязкости разрушения древесины Кис и критической интенсивности освобождения энергии С//с с использованием балочных образцов с трещиной, расположенной по нейтральной оси.

8. Впервые определены зависимости вязкости разрушения и интенсивности освобождения энергии для цельной и клееной древесины сосны при нормальном отрыве (растяжении поперек волокон) К1С и С/с и поперечном сдвиге (скалывании вдоль волокон) Кис и Су/с от плотности и влажности древесины, ориентации плоскости трещины по отношению к годичным кольцам, толщины испытанных образцов и скорости нагружения. Установлено, что с увеличением плотности древесины вязкость разрушения К\с , Кцс и интенсивность освобождения энергии С/с и С//с увеличиваются. При увеличение толщины испытываемых образцов от 10 мм до 60 мм значения К/с и С/с уменьшаются, а в интервале от 60 мм до 90 мм они практически постоянны и при дальнейшем увеличении толщины образцов К]с и С/с незначительно возрастают. Значениях КцС и С//с практически не зависят от толщины.

9. На основании впервые решенной МКЭ задачи об одноосном растяжении анизотропной пластинки с наклонной центральной или двухсторонними краевыми трещинами определены зависимости КИН К) и Кц в случае совместного действия в вершине трещины нормального отрыва и поперечного сдвига от геометрических параметров пластинки, длины трещины и угла ее наклона по отношению к направлению прикладываемого усилия.

10. Впервые экспериментальным путем для цельной и клееной древесины сосны определены зависимости КИН К' и К'п, вызывающие быстрое продвижение трещины при совместном действии в ее вершине нормального отрыва и поперечного сдвига от плотности древесины и толщины образцов.

11. На основе комплексных теоретических и экспериментальных исследований прочности элементов деревянных конструкций и узлов обосновано применение силового двухпараметрического критерия разрушения для описания предельного состояния элементов и узлов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния.

12. Установлено, что в случае длительного действия нагрузки снижение вязкости разрушения К\с при нормальном отрыве соответствует зависимости снижения длительной прочности древесины на растяжение поперек волокон, а для вязкости разрушения Кис при поперечном сдвиге - зависимости снижения длительной прочности древесины на скалывание вдоль волокон.

13. Впервые определены расчетные значения вязкости разрушения цельной и клееной древесины сосны при нормальном отрывеК91С и поперечном сдвиге К*с. Определены значения коэффициентов, учитывающих влияние на вязкость разрушения изменения толщины элемента и плотности древесины.

14. Разработана и экспериментально подтверждена методика оценки прочности узлов и элементов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния, основанная на методах механики разрушения.

15. На основе разработанной методики оценки прочности узлов и элементов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного напряженного состояния, определены закономерности изменения несущей способности опорных и коньковых узлов арок с металлическими башмаками. Установлено, что их разрушение происходит от совместного действия скалывающих и нормальных к волокнам древесины напряжений, а величина несущей способности ниже величины, определяемой по действующим нормам проектирования деревянных конструкций.

16. Определены закономерности изменения несущей способности узлов арок с металлическими башмаками и вклеенными параллельно торцу металлическими стержнями периодического профиля от диаметра стержней, отношения длины опорной площадки башмака к длине торца полуарки и угла наклона волокон по отношению к направлению действия сжимающего усилия. Установлено, что их разрушение при наличии вклеенных стержней диаметром от 16 до 20 мм происходит от смятия древесины под опорной плитой башмака, а величина несущей способности определяется из условий прочности древесины на смятие и прочности вклеенных стержней.

17. Впервые для деревянных балок с трещинами, расположенными по торцам, определены закономерности изменения несущей способности и прогиба от пролета, длины трещины и места ее расположения по высоте поперечного сечения. Установлено, что их несущая способность при длине трещины меньше половины высоты поперечного сечения определяется из условия прочности на скалывание древесины в вершине трещины и условия прочности древесины на изгиб, а при длине трещины более половины высоты поперечного сечения -только из условия прочности древесины на скалывание в вершине трещины.

18. Для опорных узлов деревянных балок с подрезками и вклеенными поперек волокон металлическими стержнями периодического профиля определены закономерности изменения несущей способности в зависимости от диаметра стержней и отношения глубины подрезки к высоте поперечного сечения.

19. Разработаны рекомендации по расчету деревянных балок со сквозными краевыми трещинами, опорных и коньковых узлов трехшарнирных арок с вклеенными параллельно торцу арматурными стержнями и узлов балок с подрезками и вклеенными поперек волокон древесины металлическими стержнями.

20. Достоверность полученных результатов подтверждена опытом проектирования и эксплуатации ряда зданий и сооружений. Результаты исследований вошли в СНБ (строительные нормы Беларуси) 5.05.01-2000 «Деревянные конструкции» и использованы при проектировании покрытия школы в Топарево-Никулино (г. Москва), а также при разработке проектов усиления деревянных клееных арок Дворца легкой атлетики в г. Гомеле, спортивного комплекса «Трудовые резервы» в г. Минске, пассажирского павильона «Минск-2», деревянных конструкций покрытия здания ТТЛ «Лукойл-Усинскнефтегаз».

1. Аганин В.И. К определению напряжений в элементах конструкций при действии местных нагрузок // Строительная механика и расчет сооружений. -1974. №6. - С. 51-54

2. Аганин В.И. Исследование скалывающих напряжений в узлах деревянных конструкций при приложении усилий на части торца сопрягаемых элементов: Автореф. дис. канд. техн. наук. -М., 1976. 21 с.

3. Атлас деревянных конструкций / К.-Г. Гетц, Д. Хоор, и др.; Пер. с нем. Н.И. Александровой; Под ред. В.В. Ермолова. М.: Стройиздат, 1985272 с.

4. Ашкенази Е.К. Анизотропия древесины и древесных материалов. М.: Лесная промышленность - 1978. - 222 с.

5. Ашкенази Е.К., Ганов Э.В. Анизотропия конструкционных материалов. -Л.: Машиностроение, 1980. 247 с.

6. Ашкенази Е.К., Мыльникова О.С., Райхельгауз P.C. Еще раз про геометрию прочности анизотропных материалов // Механика полимеров. -1976.-№2.-С. 269-278.

7. Баранов Г.Р. Повышение надежности деревянных клееных конструкций путем совершенствования технологии их производства // Разработка и совершенствование деревянных конструкций. Сб. трудов / ЦНИИСК-М.,1989.-С. 10-18.

8. Биричевский M.JL, Ворфоломеев Ю.А. Расчет деревянных изгибаемых элементов с трещинами, выходящими на торец // Изв. вузов. Строительство и архитектура. 1985. - №7. - С. 10 - 14.

9. Болотин В.В. Объединенная модель разрушения композитных материалов при длительно действующих нагрузках // Механика композитных материалов. 1981. - №3. - С. 405^20.

10. Болотин В.В. Межслойное разрушение композитов при комбинированном нагружении // Механика композитных материалов. 1988. - №3. -С. 410-418.

11. Болотин В.В. Ресурс машин и конструкций. М.: Машиностроение, 1990,-448 с.

12. Бондин В.Ф., Бойтемиров Ф.А. Расчет прочности на выдергивание стальных стержней, вклеенных в древесину // Изв. вузов. Строительство и архитектура. 1974. - №7. - С. 32-37.

13. Бондин В.Ф., Вылегжанин Ю.Б. О прочности на сдвиг клеевых соединений стальных стержней с древесиной // Изв. вузов. Строительство и архитектура. 1976. - №11. - С. 20-24.

14. Волков Г.С. Методика определения трещиностойкости хрупких материалов на стадии остановки трещины // Проблемы прочности. 1989. - №9. -С. 121-124.

15. Ву Э.М. Феноменологические критерии разрушения анизотропных сред // Механика композиционных материалов, т.2, Мир. М. -1978. - С.401-491.

16. Вуба К.Т. Температурные напряжения в клеештыревых соединениях разнородных материалов // Изв. вузов. Строительство и архитектура. -1974.-№10.-С. 26-30.

17. Вуба К.Т. Зависимость прочности клеевых соединений древесины со стальной арматурой от длительного действия температуры и влажности // Изв. вузов. Строительство и архитектура. 1978. - №5. - С. 117-119.

18. Вылегжанин Ю.Б. Исследование работы соединений на вклееных в древесину стальных стержнях: Автореф. дис. . канд. техн. наук. Новосибирск, 1980. - 18 с.

19. Гаппоев М.М. Определение вязкости разрушения древесины для трещин нормального отрыва // Заводская лаборатория. 1994. - №11. - С. 48-54.

20. Гаппоев М.М. Исследование трещиностойкости древесины ели по модели II из испытаний призматических образцов с двухсторонними поперечными надрезами // Заводская лаборатория. 1995. - №5. - С. 39-42.

21. Гаппоев М.М. Разрушение древесины при развитии трещин плоского (поперечного) сдвига // Изв. вузов. Строительство. 1995. №10. - С. 117122.

22. Гаппоев М.М. Оценка несущей способности деревянных конструкций методами механики разрушения: Автореф. дис. . док. техн. наук. М.: МГСУ, 1996.-39 с.

23. Гениев Г.А. О критерии прочности древесины при плоском напряженном состоянии //Строит, механика и расчет сооружений. 1981. - №3. -С. 15-20.

24. Гениев Г.А., Пятикрестовский К.П. Вопросы длительной и динамической прочности анизотропных конструкционных материалов. М.: ГУЛ ЦНИИСК им.В.А.Кучеренко, 2000. - 38 с.

25. Гольденблат ИИ, Бажанов В.Л. Длительная прочность в машиностроении. М.: Машиностроение, 1977. - 204 с.

26. Гольденблат И.И, Копнов В.А. Критерии прочности и пластичности конструкционных материалов. М.: Машиностроение, 1968. - 269 с.

27. ГОСТ 25.506 85. Расчеты и испытания на прочность. Методы механических испытаний материалов. Определение характеристик трещиностойкости (вязкости разрушения) при статическом нагружении. - М.: Изд-тво стандартов, 1985. 61 с.

28. ГОСТ16483.1-84. Древесина. Метод определения плотности. М.: Изд-во стандартов, 1984. - 6 с.

29. ГОСТ 16483.5-73 Древесина. Методы определения предела прочности при скалывании вдоль волокон. М.: Изд-во стандартов. 1985. - 6 с.

30. ГОСТ16483.7-71. Древесина. Методы определения влажности. М.: Изд-во стандартов, 1973. - 6 с.

31. ГОСТ 16483.24-73. Древесина. Метод определения модуля упругости при сжатии вдоль волокон М.: Изд-во стандартов, 1975. - 6 с.

32. ГОСТ 16483.25-73. Древесина. Метод определения модуля упругости при сжатии поперек волокон. М.: Изд-во стандартов, 1975. - 6 с.

33. ГОСТ 16483.27-73. Древесина. Метод определения модуля упругости при растяжении поперек волокон. М.: Изд-во стандартов, 1975. - 6 с.

34. ГОСТ 16483.29-73. Древесина. Метод определения коэффициентов поперечной деформации. М.: Изд-во стандартов, 1975. - 6 с.

35. ГОСТ 16483.30-73. Древесина. Метод определения модулей сдвига. М.: Изд-во стандартов, 1975. - 6 с.

36. ГОСТ 29167-91. Бетоны. Методы определения характеристик трещино-стойкости (вязкости разрушения) при статическом нагружении. М.: Изд-во стандартов, 1992, - 18 с.

37. Губенко А.Б., Шацкий Е.З. Клееные деревянные конструкции в заграничной практике // Строительные конструкции промышленных сооружений.-М., 1946.-С. 5-80.

38. Гузеев Е.А., Леонович С.Н., Пирадов К.А. Механика разрушения бетона: вопросы теории и практики. Брест: БПИ, 1999. - 217 с.

39. Гузеев Е.А., Шевченко В.И., Сейланов JI.A. Исследование силовых и энергетических параметров разрушения бетона по полностью равновесным диаграммам деформирования // Изв. вузов. Строительство и архитектура. 1986. - №8. - С. 1-5.

40. Дель Г.Д., Соляник A.C., Чебаевский Б.П. Определение предельных нагрузок для тела с трещиной по критериям сопротивления материалов // ФХММ. 1977. -№4. - С. 90-93.

41. Деревянные конструкции мостов и путепроводов. ВНИИНТПИ Госстроя СССР, М.:- 1989.-С. 45.

42. Дмитриев П.А., Бондин В.Ф. Основные положения по проектированию несущих и ограждающих деревянных каркасных зданий: Учеб. пособие. Новосибирск, 1980. 78 с.

43. Дмитриев П.А., Махматкулов Т. Совершенствование конструкций опорных узлов клееных колон, жестко соединенных с фундаментами // Изв. вузов. Строительство и архитектура. 1984. - №8. - С. 135-139.

44. Иванов В.Ф. Деревянные конструкции. Л.- М.: Госстройиздат, 1956 -318 с.

45. Иванов Ю.М. Предел пластического течения древесины. М.: Госиздат стройлитературы, 1948. - 200 с.

46. Иванов Ю.М. О длительной прочности древесины // Изв. вузов. Лесн. журн. 1981. -№5. -С.71-75.

47. Иванов Ю.М. Влияние масштабного фактора на длительную прочность изгибаемых элементов деревянных конструкций // Изв. вузов. Строительство. 1986. №1. - С. 9-12.

48. Иванов Ю.М. К выяснению причин расслаивания клееных конструкций в условиях эксплуатации //Сб.науч.трудов / ЦНИИСК.-М., 1989. С. 4853.

49. Иванов Ю.М. К классификации разрушений в элементах деревянных конструкций // Изв. вузов. Строительство. 1992 -№1. - С. 11-13.

50. Иванов Ю.М. К уточнению масштабного эффекта при длительном изгибе деревянных конструкций // Изв. вузов. Строительство. 1995. №7,8. - С. 14-17.

51. Иванов Ю.М., Мальчиков A.B., Славик Ю.Ю. Надежность деревянных конструкций и темп накопления повреждений в материале // Изв. вузов. Строительство. 1992.-№3.-С. 16-20.

52. Иванов Ю.М., Славик Ю.Ю. Длительная прочность древесины при растяжении поперек волокон // Изв. вузов. Строительство и архитектура 1986.-№10.-С. 22-26.

53. Иванов Ю.М., Славик Ю.Ю. К методике прогнозирования длительной прочности соединений древесины на фенольных клеях // Изв. вузов. Лесной журнал. 1987. - №4. - С. 22-26.

54. Кабанов В.А. Надежность элементов деревянных конструкций: Учебное пособие / Курск, гос. техн. ун-т. Курск, 2003. 47 с.

55. Калугин A.B. Деревянные конструкции. М., Издат. Ассоциация строит, вузов, 2003, - 223 с.

56. Каминский A.A. Механика разрушения вязкоупругих тел. Киев: Наук, думка, 1980. - 160 с.

57. Каминский A.A. Хрупкое разрушение вблизи отверстий. Киев: Наук, думка, 1982.- 158 с.

58. Каминский A.A., Гаврилов Д.А. Механика разрушения полимеров. Киев: Наук, думка, 1988. - 221 с

59. Качанов JI.M. Основы механики разрушения. М.: Наука, 1974. - 311 с.

60. Карлсен Г.Г., Большаков В.В., Каган М.Е., Свенцицкий Г.В. и др. Конструкции из дерева и пластмасс. М.: Стройиздат, 1975. - 688 с.

61. Квасников E.H. О прочности и надежности деревянных балок и ферм //Повышение надежности и долговечности строительных конструкций: Межвуз.тем.сб. трудов / ЛИСИ. Л., 1972. -№2. - С. 47-67.

62. Клееные деревянные пространственные конструкции покрытий зданий и сооружений. ВНИИНТПИ Госстроя СССР. М. - 1989. - 38 с.

63. Ковальчук JI.M., Турковский С.Б. и др. Деревянные конструкции в строительстве. М.: Стройиздат, 1995. - 248 с.

64. Колпаков C.B. Применение вклееных арматурных стержней в узловых соединениях деревянных конструкций // Изв. Вузов. Строительство и архитектура. 1987. - №9. - С. 23-32.

65. Колпаков C.B., Грохотов В.И. Влияние рассредоточения арматуры на прочностные свойства изгибаемых деревянных конструкций // Сб. научн. тр. /СибЗНИИЭП. Новосибирск, 1979. - Вып. 21. - С. 80-90.

66. Конструкции из дерева и пластмасс. В.А. Иванов, В.З. Клименко. Киев: Вища школа. Головное изд-во, 1983. - 279 с.

67. Кормаков Л.И., Валентинавичюс А.Ю. Проектирование клееных деревянных конструкций. Киев: Буд1вельник, 1983. - 152 с.

68. Космодамианский A.C. Оценка точности принципа Сен-Венана при растяжении анизотропной полосы // Изв. АН СССР, ОНТ. 1958. - №9. - С. 130-133.

69. Крицук A.A. Решение плоской задачи для древесины как анизотропного материала при действии нагрузок под углом к главным осям упругости. ИМ АН УССР, 1957. №9 - С.30-38.

70. Кузьминский С.О., Славик Ю.Ю., Найчук А .Я. К методике определения характеристик трещиностойкости цементностружечных плит при статическом нагружении. /ЦНИИСК. М., 1989. - 15 с. - Деп. в ВНИИНТПИ, вып.6, 1889. №9878.

71. Лехницкий С.Г. Теория упругости анизотропного тела. М.: Наука, 1977. -416 с.

72. Ломакин А.Д. Исследование состояния деревянных конструкций в сельскохозяйственных зданиях с повышенной эксплуатационной влажностью. Автореф. дис. . канд. техн. наук. -М., 1971 18 с.

73. Максимович Б.Г. Проектирование и производство конструкций из клееной древесины. Минск: Вышейшая школа, 1981. - 212 с.

74. Малмейстер А.К. Геометрия теорий прочности // Механика полимеров. -1966.-№4. -С. 519-534.

75. Масалов A.B., Кабанов В.А. Вязкость разрушения деревянных клееных элементов //Совершенствование и расчет строительных конструкций из дерева и пластмасс: Межвуз. темат. сб. трудов / СПбГАСУ. Санкт-Петербург, 1995. -С.78-88.

76. Махутов H.A. Сопротивление элементов конструкций хрупкому разрушению. -М.: Машиностроение, 1973. 201 с.

77. Методические рекомендации MP 71-82. Расчеты и испытания на прочность. Методы механических испытаний металлов. Определение характеристик вязкости разрушения (трещиностойкости) на стадии остановки трещины. М.: Изд-во стандартов, 1982. - 27 с.

78. Методические указания. Расчеты и испытания на прочность в машиностроении. Методы механических испытаний металлов. Определение характеристик вязкости разрушения (трещиностойкости) при ударном на-гружении. М.: Изд-во стандартов, 1980. - 34 с.

79. Механика разрушения и прочность материалов: Справочное пособие / Под общей ред. В.В.Панасюка. Киев: Наук, думка, 1988. - т.2. - 620 с.

80. Миллер К. Ползучесть и разрушение. М.: Металлургия, 1986. - 118 с.

81. Морозов Е.М. Метод сечений в теории трещин // Изв. Вузов. Строительство и архитектура. 1969. - №12. - С. 57-63.

82. Морозов Е.М., Никишков Г.П. Метод конечных элементов в механике разрушения. М.: Наука, 1980. - 256 с.

83. Мороз JI.C. Механика и физика деформаций и разрушения материалов. -JL: Машиностроение, 1984. 224 с.

84. Найчук А .Я. Опорные и коньковые узлы деревянных клееных трехшар-нирных арок: Автореф. дис. канд. тех. наук. Киев, 1985. - 22 с.

85. Найчук А .Я. К вопросу оценки вязкости разрушения древесины //Тез. докл. Y научн. практич. конференции / ЦНИИПромзданий. М., 1986. -С. 16.

86. Найчук А.Я. Методика определения вязкости разрушения древесины Kic //Экспериментальные исследования и расчет строительных конструкций. Сборник науч.трудов / ЦНИИпромзданий. М., 1992. - С .63-70.

87. Найчук А.Я., Федоров А.Г. К вопросу оценки хрупкого разрушения древесины //Совершенствование материалов, конструкций и технологии строительства, Тез. докл. /НИСИ им.В.В.Куйбышева. Новосибирск, 1987.-с. 21.

88. Найчук А.Я., Левчук A.C. Определение напряженно-деформи-роваванного состояния деревянных клееных конструкций со сквозными трещинами / ЦНИИПромзданий. Брест, 1989. - 49 с. - Деп. в ВНИИН-ТПИ 9.09.1989. -№10284.

89. ЮЗ.Найчук А.Я., Орлович Р.Б. Оценка прочности древесины методами механики разрушения // Совершенствование строительных конструкций из дерева и пластмасс. Межвуз. темат. сб. трудов / СПбИСИ. СПб., 1992. -С. 43-48.

90. Найчук А.Я., Холодарь Б.Г. Сингулярные нелинейные элементы в плоской задаче ортотропных тел с трещинами // Материалы II Белорусского конгресса по теоретической и прикладной механике. Тез. докл., Минск, 1999. - с. 97.

91. Найчук А.Я., Драган В.И., Петрукович А.Н. Методика экспериментального определения характеристик трещиностойкости древесины на ДКБ-образцах // Вестник БГТУ. Строительство и архитектура. 2004. - №1. -С. 85-88.

92. Найчук А.Я., Петрукович А.Н. Применение метода калибровки податливости для определения трещиностойкости древесины // Вестник БГТУ. Строительство и архитектура. 2004. - №1(32). - С.88-90.

93. Найчук А.Я., Петрукович А.Н. О вязкости разрушения древесины сосны Kic при кратковременном действии статической нагрузки // Вестник БГТУ. Строительство и архитектура. 2005. - №2(32). - С.60-63.

94. Найчук А.Я., Захаркевич И.Ф. Некоторые вопросы нормирования вязкости разрушения древесины // Вестник БГТУ. Строительство и архитектура. 2005. - №2(32). - с. 57- 59.

95. Найчук А.Я. К вопросу о несущей способности деревянных клееных балок со сквозными трещинами // Промышленное и гражданское строительство. 2004. - №6. - С. 38-40.

96. Найчук А.Я., Холодарь Б.Г., Петрукович А.Н., Хващевская И.В. К вопросу о выборе сетки конечных элементов и контуров интегрирования // Промышленное и гражданское строительство. 2005. - №6. - С. 20-21.

97. Нарисава И. Прочность полимерных материалов. М.: Химия, 1987. -398 с.

98. Орлович Р.Б. Длительная прочность деревянных элементов при сложном напряженном состоянии // Изв. вузов. Сроительство и архитектура. -1986. -№11. С. 115-117.

99. Орлович Р.Б., Найчук А.Я. О достоверности критерия Бейли при оценке длительной прочности древесины // Изв. вузов. Лесной журнал. 1989. -№2-С. 124-126.

100. Орлович Р.Б., Найчук А.Я. О принципе Сен-Венана при загружении элементов из древесных материалов // Изв. вузов. Строительство и архитектура. 1981.-№9-С. 14-17.

101. Орлович Р.Б., Найчук А.Я. О работе коньковых узлов клееных деревянных арок // Строительство и архитектура Белоруссии. 1982. - №1 -С. 39-40.

102. Орлович Р.Б., Найчук А.Я., Шевчук В.Л. О напряженном состоянии торцовых участков деревянных элементов при их увлажнении // Облегченные конструкции из древесины, фанеры и пластмасс. Межвуз. темат. сб. трудов / ЛИСИ. Л., 1984. - С. 38^12.

103. Орлович Р.Б., Найчук А.Я. О применении критериев длительной прочности в расчетах деревянных конструкций // Изв. вузов. Строительство и архитектура. 1989. - №5. - С. 15-19.

104. Орлович Р.Б., Найчук А.Я., Никитин В.И. Экспериментальное исследование несущей способности клееных деревянных арок в зоне коньковых узлов // Изв. вузов. Строительство и архитектура. 1983. - №4. - С. 1922.

105. Орлович Р.Б., Филимонов Н.С., Жук В.В. Наиболее существенные признаки расслоения и растрескивания элементов несущих клееных деревянных конструкций // Проблемы сельскохозяйственного строительства. Минск: Ураджай, 1980. С 78-83.

106. Освенский Б. А. Скалывание и раскалывание в деревянных конструкциях // Вопросы прочности, долговечности и деформативности древесины и конструкционных пластмасс. Вып. 169 - М.: МИСИ.- 1979. -С. 28-34.

107. Панасюк В.В. Предельное равновесие хрупких тел с трещинами. Киев: Наук, думка. - 1968. - 246 с.

108. Панасюк В.В. О разрушении хрупких тел при плоском напряженном состоянии // ПМ. 1965. - №9. - С. 26-34.

109. Панасюк В.В., Андрейкив А.Е., Ковчик С.Е. Методы оценки трещино-стойкости конструкционных материалов. Киев: Наук, думка, 1977. -227 с.

110. Панасюк В.В., Андрейкив А.Е. Предельно-равновесное состояние неорганического хрупкого тела с произвольно ориентированной эллиптической трещиной // ФХММ. 1969. - №1. - С. 116-118.

111. Панасюк В.В., Бережницкий JI.T., Ковчик С.Е. О распространении произвольно ориентированной прямолинейной трещины при растяжении пластины // ПМ. 1965. - №2. - С. 48-55.

112. Писаренко Г.С., Науменко В.П. Экспериментальные методы механики разрушения материалов // ФХММ. 1982. -№2. - С. 28-41.

113. Поспелов Н.Д., Тумас Е.В. Научное сообщение о новых клеештыревых стыках несущих элементов деревянных пролетных строений мостов. -Балашиха, СоюздорНИИ. 1970. 44 с.

114. Пособие по проектированию деревянных конструкций (к СниП П-25-80). М.: Стройиздат, 1986. - 215 с.

115. Провести исследования и разработать методику оценки долговечности элементов деревянных конструкций с дефектами типа трещин: Отчет НИР / ЦНИИПромзданий; Рук. темы А.Я. Найчук. Брест, 1990. - 130 с.

116. Работнов Ю.Н. Механика деформируемого твердого тела. М.: Наука. ГР ФМЛ, 1979. - 744 с.

117. Развитее трещины в твердом сплаве при комбинированной деформации I и II видов / С.Я. Ярема, Г.С. Иваницкая, A.JI. Майстренко, А.И. Зборо-мирский // ПЛ. 1984. - №8. - С. 51-56.

118. Разрушение: Пер. с англ. / Под ред. Г. Либовица. Т. 2. М.: Мир, 1975. -764 с.

119. Рекомендации по испытанию деревянных конструкций / ЦНИИСК. М.: Стройиздат, 1976. - 28 с.

120. Рекомендации по испытанию соединений деревянных конструкций / ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко. М.: Стройиздат, 1980. - 40 с.

121. Рекомендации по проектированию соединений элементов деревянных конструкций с передачей усилий стальными стержнями, вклеенными поперек волокон / ЦНИИПромзданий. -М., 1984. 20 с.

122. Серов E.H. Рациональное использование анизотропии прочности материалов в клееных деревянных конструкциях массового изготовления: дис. д-ра техн. наук. Л., 1988. - 521 с.

123. Серов E.H. О результатах обследования некоторых видов КДК // Облегченные конструкции из древесины, фанеры и пластмасс. Л.: ЛИСИ, 1982.-С. 5-9.

124. Серов E.H., Хапин A.B. Выбор равнопрочных конструктивных решений клеедощатых балок прямоугольной формы // Конструкции из клееной древесины и пластмасс. Л.: ЛИСИ, 1979. - С. 13-19.

125. Си Дж. Механика разрушения композитных материалов // Разрушение композитных материалов. Рига, 1979 - С. 107-119.

126. СНиП II 23 - 81*. Стальные конструкции. Нормы проектирования. -М.: Стройиздат, 1990. - 96 с.

127. СНиП II 25 - 80. Деревянные конструкции. Нормы проектирования. -М.: Стройиздат, 1982. - 31 с.

128. Славик Ю.Ю. Вероятностные характеристики длительной прочности древесины //Разработка и совершенствование деревянных конструкций. Сб. научн. трудов / ЦНИИСК. М., 1989. - С. 160-173.

129. Соловьев В.В., Румянцев М.В. Исследование трещиностойкости клеевых соединений древесины для трещин нормального отрыва // Изв. вузов. Лесной журнал. 2000. - № 5-6. - С. 128-131.

130. Сопротивление материалов деформированию и разрушению: Справочное пособие: в 2 т./ Под ред. Трощенко В.П., Красовского А .Я., Покровского

131. B.В., Сосновского JI.A., Стрижало В.А. Киев: Наук, думка, 1993, 1994.

132. СП 52-101-2003 Бетонные и железобетонные конструкции без предварительного напряжения арматуры. М. 2004. - с.

133. Справочник по коэффициентам интенсивности напряжений: в 2 т. / Под ред. Ю. Мураками. М.: Мир, 1990. - 1016 с.

134. Трощенко В.Т. Деформирование и разрушение металлов при многоцикловом нагружении. Киев: Наук, думка, 1981. 344 с.

135. Турковский С.Б. Исследование надежности несущих клееных деревянных конструкций покрытий в условиях эксплуатации: Автореф. дис. . канд. техн. наук. М., 1970. 18.

136. Турковский С.Б., Варфоломеев Ю.А. Результаты натурных обследований деревянных конструкций // Промышленное строительство. 1984. - №6. -С. 19-20.

137. Турковский С.Б., Ковальчук JI.M., Баранов Г.Р., Погорельцев A.A. Повышение надежности деревянных конструкций поперечным и наклонным армированием // Изв. вузов. Строительство и архитектура. 1988. -№7.-С. 17-20.

138. Турковский С.Б., Курганский В.Г., Почерняев Б.Г. Опыт применения клееных деревянных конструкций в Московской обл. М.: Стройиздат, 1987. Вып. 2.-102 с.

139. Турковский С.Б., Погорельцев A.A., Филимонов М.А. Деревянные конструкции с соединениями на вклеенных связях в современном строительстве // Промышленное и гражданское строительство. 1997. - №12. -с. 22-24.

140. Физдель И.А. Дефекты и методы их устранения в конструкциях и сооружениях. -М.: Стройиздат, 1970 175с.

141. Фрейдин A.C., Вуба К.Т. Прогнозирование свойств клеевых соединений древесины. М.: Лесн. пром-сть, 1980. - 224 с.

142. Фрейдин A.C., Отарбаев Ч.Т., Лемешова Т.Я. Развитее трещин в клееной древесине // Изв. вузов. Лесной журнал. 1986. - №3. - С.59-63.

143. Фролов А.Ю., Пранов Б.М., Найчук А .Я. Деформатавность соединений на вклеенных стальных стержнях, работающих на продавливание // Изв. вузов. Строительство и архитектура. 1990. - №8. - С. 17-20.

144. Хапин A.B. О разрушении балок увеличенной высоты // Конструкции из клееной древесины и пластмасс: Межвуз. темат. сб. трудов / ЛИСИ. .Л.,1979.-С. 19-25.

145. Холодарь Б.Г., Найчук А.Я. К вопросу о выборе аппроксимирующих функций для нелинейных конечных элементов в плоской задаче // Новые технологии в машиностроении и вычислительной технике. 4.1. /БрПИ. -Брест, 1998. С. 160-164.

146. Черепанов Г.П. Механика хрупкого разрушения. М.: Наука, 1974. -640 с.

147. Черепанов Г.П. Механика разрушения композиционных материалов. -М.: Наука, 1983, 296 с.

148. Чижик A.A. Трещиностойкость материалов энергомашиностроения в условиях продольного сдвига // Новые методы оценки служебных свойств материалов и сварных соединений энергетического оборудования: Тр. ЦКТИ. 1980. - Вып. 177. - С. 3-17.

149. Эффективное использование древесины и древесных материалов в современном строительстве // Материалы Всесоюзного совещания. М.,1980.-432 с.

150. Ярема С.Я., Иваницкая Г.С. Предельное равновесие и развитие косых трещин. Обзор критериев // ФХММ. 1986. - № 1. - С. 45-57.

151. Awaji H., Sato S. Combined mode fracture toughness measurement by the disk test // Trans. ASME. Ser. J J. Eng. Mater and Technol. 1978. - 100, № 9.-P. 175-182.

152. Barret J.D., Foschi R.O. Duration of load and probability of failure of wood. Part 1. Modelling creep rupture. // Can. J. Of Civil Engineering. 1978. - V. 5, N4.-P. 505-514.

153. Chow C.L., Lau K.J. A conic-section simulation analysis of two-dimensional fracture problems using the finite element method // Inter. Journal of Fracture.- 1976. V. 12, N. 5. - P. 669-683.

154. FAO 1966, World Forest Inventory 1963. FAO, Rome

155. Irwin G.R., в книге: Treatise on Adhesion and Adhesives (R.L. Patrick, ed.), Vol. 1, Marcel Dekker, New York, 1966. P. 233-267.

156. Johns K., Medsen B. Duration of Land Effects in Lumber. Part I, Canadian Journal of civil Engineers, 1982. P. 502-514.

157. Maiti S. K., Smith R.A. Comparison of the criteria for mixed mode brittle fracture based on the pre-instability stress-strain field. I // Intern. J. Fracture. -1984.- V. 23, N 4. P. 281 - 296.

158. Maiti S. K., Smith R.A. Comparison of the criteria for mixed mode brittle fracture based on the pre-instability stress-strain field. II // Intern. J. Fracture.- 1984.- V. 24, N1.-P. 5-22.

159. Medsen B. Duration of load tests for dry lumber subjected to shear. Forest Products J., 1975, vol, 25, N 10. - P. 44-52.

160. Patton-Mallory M., Cramer S. M. Fracture Mechanics: a tool for predicting wood component strength // Forest Prog. Jour. 1987. - V. 37. - No. 7/8. - P. 39-47.

161. Reiterer A., Sinn G., Stanzl-Tschegg S.E. Fracture characteristics of different wood species under mode I loading perpendicular to the grain // Materials Science and Engineering A332 2002. - P. 29-36.

162. Riece I.R. A path independent integral and approximate analysis of strain concentration by notches and cracks. // Jour. Appl. Mech. 1968. - P. 379-386.

163. Saouma V.E., Ayari M.L., Leavell D.A. Mixed mode crack propagation in homogeneous anisotropic solids // Engineering Fracture Mechanics. 1987. -V. 27, N. 2.-P. 171-184.

164. Shah R.C. Fracture under combined modes in 4340 steel // Fracture analysis, ASTM STP 560. Philadelphia: ASTM. - 1974. - P. 29-52.

165. Sih G. C., Paris P.C., Irwin G. R. On cracks in rectilinearly anisotropic boodles // Intern. J. Fracture Mechanics. 1965. - V. 1, N. 3. - P. 189-203.

166. Statistisches Bundesamt 1981, Statistisches Jarbuch 1981 fur die Bundesrepublik Deutschland. Kohlhammer, Stuttgart, Mainz

167. Steinlin, H. 1979, Die Holzproduktion der Welt, ökologische, soziale und ökonomische Aspekte. In: Holz als Rohstoff in der Weltwirtschaft (Plochmann, R. And Loffler, H., Eds). Landwirtschaftsverlag, Münster-Hiltrup. P. 14 -44.

168. Smith F. W., Penney D.T. Fracture mechanics analysis of butt joints in laminated wood beams. Wood Sei. 1980. - V. 12., N. 4. - P. 227-235.

169. Smith I., Vasic S Fracture behaviour of softwood // Mechanics of Materials. -2003, N35.-P. 803-815.

170. Ueda Y., Ikeda K., Yao T., Aoki M. Characteristics of brittle fracture under general combined modes including those under biaxial tensile loads // Eng. Fracture Mech.- 1983.-V. 18, N6.-P. 1131-1158.

171. Vasic S., Smith I. Bridging crack model for fracture of spruce // Engineering Fracture Mechanics. 2002. - N 69. - P. 745-760.

172. Yoschihara H Mode II R-curve of wood measured by 4-ENF test // Engineering Fracture Mechanics. 2004. - N 71. - P. 2065-2077.

173. Wang J.L., Qiao P.Z., Davalos J.F. Analysis of tapered ENF specimen and characterization of bonded interface fracture under Mode-II loading // International Journal of Structures. 2003. - N 40. - P. 1865-1884.

174. Wu E. M. On the Application of Fracture Mechanics to Orthotropic Plates, TAM Rept. N. 248, Univ. of Illinois, Urbana, Illinois, 1963.

175. Wu E.M., Reuter R.C., Crack Extension in Fiberglass Reinforced Plastics, TAM Rept. N 275, Univ. of Illinois, Urbana, Illin., 1965.

176. Wu E.M., Discontinuous Mode of Crack Extension in Unidirectional Composites, TAM Rept. N 309, Univ. of Illinois, Urbana, Illin., 1968.

177. Wu C.-H. Maximum-energy-release-rate criterion applied to a tensioncompression specimen with crack // J. Elast. 1978. - V. 8, N 3. - P. 235257.

178. Wu C.-H. Fracture under combined loads by maximum-energy-release-rate criterion // Trans. ASME. Ser. E. J. Appl. Mech. 1978. - V. 45, N. 3. - P. 553-558.