автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Силовое сопротивление пространственных деревянных конструкций при кратковременных и длительных нагрузках

ОАО «НИЦ» Строительство» Центральный научно-исследовательский институт строительных конструкций

им. В.А. Кучеренко

005007911

ПЯТИКРЕСТОВСКИЙ Константин Пантелеев*«

СИЛОВОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ ПРОСТРАНСТВЕННЫХ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ПРИ КРАТКОВРЕМЕННЫХ И ДЛИТЕЛЬНЫХ НАГРУЗКАХ

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

На правах рукописи

Специальность 05.23.01 — Строительные конструкции, здания и сооружения

2 6 ЯНЗ 2012

Москва 2011

005007911

Работа выполнена в ОАО «НИЦ» Строительство», Центральном научно-исследовательском институте строительных конструкций им. В.А. Кучеренко

Официальные оппоненты — доктор технических наук, профессор В.И. Травуш

— доктор технических наук, профессор Ю.Н. Хромец

— доктор технических наук, профессор Б.В. Лабудин

Ведущая организация — Московский государственный университет

путей сообщения (МИИТ)

Защита состоится в 11 часов

на заседании диссертационного совета Д 212.153.01 по защите диссертаций на соискание ученой степени доктора технических наук при ГОУ ВПО «Московская государственная академия коммунального хозяйства и строительства» по адресу: 109029, г. Москва, ул. Средняя Калитниковская, д. 30

Автореферат разослан

Научный консультант д.т.н., проф, акад. РААСН

В.И. Колчунов

Ученый секретарь

специализированного совета Д 212.153.01

А. К. Дарков

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Современное строительство, ведущееся в широких масштабах, является одной из наиболее материалоемких отраслей промышленности. Необходимо использовать все имеющиеся резервы снижения материалоемкости, уменьшения трудовых и энергетических затрат на изготовление и возведение конструкций. В связи с этим актуализируется задача более широкого применения легких материалов, в частности из древесины, развития методов расчета и конструирования пространственных систем.

Специфика деревянных конструкций обусловливает своеобразную сферу их применения зачастую там, где другие материалы не отвечают предъявляемым требованиям, а именно, легкость материала целесообразно использовать для большепролетных покрытий, потребность в которых в XXI веке все более возрастает. Это особенно актуально для лесоизбыточных районов Сибири и средней полосы Европейской части России. Стойкость против коррозии, особенно химической, по сравнению с другими материалами обусловливает целесообразность применения древесины для зданий и сооружений химической промышленности, в частности, складов калийных солей и других минеральных удобрений.

Отечественный и зарубежный опыт строительства подтверждает целесообразность применения большепролетных покрытий в виде оболочек производственных, общественных и спортивных зданий, а также конструкций инженерных сооружений, где за счет обеспечения совместной работы несущих и ограждающих элементов достигается экономия материалов 10—25 %, а в отдельных случаях даже до 50 %. При этом за счет многократной статической неопределимости конструкций, оптимизации силовых потоков при учете конструктивной нелинейности и других факторов значительно увеличиваются живучесть и конструктивная безопасность таких сооружений.

Большие резервы силового сопротивления деревянных конструкций могут быть выявлены при учете специфических свойств древесины: ползучести, физической нелинейности, использования возможности восприятия нагрузок тонкими обшивками после местной потери устойчивости в пространственных конструкциях. Учет перечисленных факторов изучен недостаточно. йр. С(11елью работы является создание методов расчета пространственных конструкций Х/"из клееной древесины и связанных с ним различных обшивок или панелей, при длительно действующих нагрузках с учетом физической нелинейности.

Экспериментально-теоретическое выявление резервов силового сопротивления пространственных конструкций из древесины при неблагоприятных длительно действующих нагрузках, в том числе запроектных, проверка полученных результатов на испытаниях опытных образцов и экспериментальном строительстве.

Научную новизну работы составляют:

1. Предложенная пространственная конструктивная система покрытий зданий и сооружений в виде составной конструкции из клееной цельной древесины, основу которой составляют каркас ребер из клееных элементов массового индустриального изготовления, панели или настилы, совмещающие несущие и ограждающие функции; соединительные элементы, обеспечивающие совместную работу конструкций.

2. Выявленные экспериментальными исследованиями на моделях и натурных конструкциях особенности нелинейного силового сопротивления пространственных деревянных конструкций при длительном действии нагрузок вскрывшие возможность снижения материалоемкости до 25 %.

3. Метод расчета силового сопротивления деревянных пространственных на длительные воздействия, в том числе запроектные, базирующийся на теории интегрального модуля деформаций и использовании критериев длительной прочности анизотропных материалов.

4. Предложения по расчету силового сопротивления соединений оболочки с контурными элементами на основе сдвиговой формы разрушения.

ПРАКТИЧЕСКАЯ ЦЕННОСТЬ И ВНЕДРЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ

1. Разработанные конструктивные решения пространственных конструкций покрытий и инженерных сооружений приводят к снижению материалоемкости деревянных конструкций от 10 до 25 %, снижению сметной стоимости и трудовых затрат с учетом затрат на изготовление конструкций.

2. Разработаны предложения по нелинейному расчету пространственных деревянных конструкций с каркасом из клееной или цельной древесины и настилом из досок или панелей, в том числе с тонкими обшивками. Расчет позволяет оценить работу конструкций в предельных и запредельных состояниях от кратковременных и длительных нагрузок и, тем самым, повысить безопасность и живучесть сооружений с пространственными конструкциями.

3. На основе выполненных исследований автора при участии сотрудников отдела деревянных конст-рукций ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко С.Б. Турковского, Д.К. Ар-ленинова, Г.В. Кривцовой, О.Г. Черных, И.Н. Соловьева, Г.М. Башаева, Х.С. Хунаго-ва, E.H. Щепеткиной, A.M. Пономаренко, сотрудника НИИЖБ им. A.A. Гвоздева к.т.н. Б.С. Соколова разработаны новые типы пространственных конструкций в виде куполов и шатровых оболочек, оболочек двоякой положительной кривизны на прямоугольном плане, коротких и длинных цилиндрических оболочек. Опытные образцы этих конструкций построены в Москве (покрытие Дворца Спорта размерами 42x79 м на стадионе «Локомотив») и в Московской области (производственное здание размерами 20x66 м, рынок диаметром 30 м в Волоколамске, рынок диаметром 92 м в п. Салтыковка Балашихинского района - строительство не осуществлено). Для создания перечисленных конструкций предложены криволинейные и прямолинейные клееные элементы, массовое производство которых освоено действующими заводами. Исследованы разные виды обшивок, их крепление к каркасу и соединения элементов конструкций между собой.

4. Исследованы конструкции блок-контейнеров на деревянном каркасе для мобильных жилых зданий системы «Энергетик». Производство блок-контейнеров освоено предприятиями Минэнерго СССР с ежегодным объемом выпуска до 10 тыс. штук. Блок-контейнер испытывает воздействия горизонтальных транспортировочных нагрузок, которые в ряде случаев оказываются более опасными, чем эксплуатационные (симметричные) нагрузки. Выявлено существенное влияние включения элементов каркаса и обшивок стен блоков в пространственную работу на обеспечение прочности конструкций при транспортировочных нагрузках. Получен экономический эффект 40 руб. на блок или 400 тыс. руб. в год (здесь и далее в ценах 1986 г.).

5. Разработаны механизированные модульные хранилища из древесины для семян зерновых культур с четырьмя деревянными бункерами вместимостью по 40 т. Внедрение одного хранилища обеспечивает экономический эффект 13.0 тыс. руб. по сравнению с хранилищем согласно типовому проекту с металлическими бункерами, стоимость которого равна 29,2 тыс. руб.

6. Материалы работы использованы в отчете о научно-исследовательской работе в рамках федеральной целевой программы «Научные и научно-педагогические кадры инновационной России на 2009—2013 гг. по теме: «Исследование энерго-, ресурсоэф-фективных конструктивных систем с высоким уровнем конструктивной безопасности и живучести (промежуточный этап № 5. Наименование этапа:«Подготовка результатов исследования к внедрению». Государственный контракт от 15 июня 2009. №02.740.11.0151. Шифр «2009-1.1 - 232 - 031 - 011», Орел 2011. Рук. НИР акад. РААСН, д.т.н., проф. В.И. Колчунов.

Автор защищает:

а) предложения по созданию новАгх пространственных конструкций из клееной и цельной древесины;

б) результаты экспериментальных исследований на моделях и натурных конструкциях,

— позволяющие решить задачу сопряжения клееных и цельных элементов для создания единой пространственной системы;

— выявляющие характер перераспределения усилий в элементах конструкций при нагрузках, вызывающих появление пластических деформаций в конструкции в результате ползучести древесины;

— дающие возможность оценить резервы силового сопротивления и особенности предельного состояния при испытаниях статически неопределимых конструкций, в том числе при длительных и запроектных нагрузках;

в) методы расчета пространственных деревянных конструкций с учетом физической нелинейности, результаты исследований силового сопротивления конструкций с использованием сдвиговой формы разрушения, характерной для деревянных конструкций;

г) принципы конструирования деревянных пространственных конструкций различных типов, обеспечивающие совместное деформирование несущих элементов, и основные положения по расчетным схемам, применяемым при расчете рассматриваемых конструкций с использованием ЭВМ.

Апробация работы и публикации. Основные результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались:

на Всесоюзной научно-технической конференции «Проблемы модификации древесины, перспективы развития ее производства и применения в народном хозяйстве» (г. Гродно,1979);

на международном конгрессе ПАСС «Теория и экспериментальные исследования пространственных конструкций. Применение оболочек в инженерных сооружениях». (Москва, 1985);

на семинаре «Опыт и проблемы разработки, изготовления и внедрения в строительстве мобильных зданий», МДНТП им. Ф.Э.Дзержинского (Москва, 1989);

на Всесоюзном научно-практическом семинаре «Расчет и компьютерное проектирование деревянных конструкций» (Владимир, Суздаль, 1991); на Международном конгрессе МКПК-98 (Москва, 1998);

на Международной научно-технической конференции «Вычислительная механика деформируемого твердого тела» (Москва, МИИТ, 2006);

на научной сессии МОО «Взаимосвязь проектирования пространственных конструкций с вопросами безопасности, эксплуатационной надежности и долговечности» (Москва, 2007);

на научных сессиях МОО «Пространственные конструкции (Москва, 2009, Москва, 2010);

на XXIII Международной конференции «Математическое моделирование в механике деформируемых тел и конструкций. Методы граничных и конечных элементов» (С-Петербург, 2009);

на международной конференции «Актуальные проблемы исследований по теории сооружений» (Москва, ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко, 2009).

Публикации. Основные положения диссертации опубликованы в двух монографиях, четырех брошюрах и 54 статьях (из общего количества более 110), в том числе 17 из них — в изданиях, рекомендованных Перечнем ВАК России.

Объем работы. Диссертация состоит из семи глав, общих выводов и списка литературы из 260 наименований. Общий объем работы с рисунками и таблицами — 321 стр.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

В первой главе излагаются наиболее важные этапы развития деревянных пространственных конструкций в России и за рубежом. Приводятся примеры большепролетных конструкций, соответствующих уровню технического прогресса первых пятилеток XX века, когда из мелкоразмерных элементов возводились уникальные конструкции ангаров пролетом 100 м, покрытия зданий химических производств, спортивные и другие здания.

Дается краткий обзор современных конструкций возведенных или спроектированных в конце XX века за рубежом. Отмечается конструкция купола диаметром 257 м в США, которую предполагалось использовать неоднократно. По утверждению авторов проекта расходы на строительство этого сооружения не превышают стоимости опалубки для возведения железобетонной оболочки такой же геометрии. Отмечаются также уникальные деревянные пространственные конструкции университетского здания во Франции и др.

В нашей стране разрабатываются и используются конструкции в виде пространственных блоков размером на пролет, которые начаты в 1980-х гг. в НГАСУ г. Новосибирска под руководством П.А. Дмитриева, а в настоящее время продолжаются в Красноярском крае. Значимые работы по проектированию общественных зданий с применением пространственных конструкций проведены в ЦНИИЭП им. Мезенцева под руководством В.И. Травуша.

До конца 1970-х гг. типовые клееные деревянные конструкции применялись, в основном, в сельскохозяйственном строительстве. В силу ряда причин качество этих конструкций было низким из-за массового расслоения клееных элементов. Создавшееся критическое состояние удалось выправить благодаря разработкам С.Б. Тур-ковского, применившего наклонно вклеенные арматурные стержни сначала для ремонта аварийных из-за расслоения клееных деревянных конструкций, а затем разработавшего систему сборных КДК с новыми узловыми соединениями на наклонно вклеенных стержнях. Началось строительство большепролетных покрытий зданий, многие из которых являются уникальными. Для дальнейшего развития необходимы разработки, которые наряду с совершенствованием конструкций плоскостной схемы работы, обеспечивают переход к пространственным системам с высокой конструктивной безопасностью и живучестью сооружений.

В ряде зарубежных стран также имеется широкий ассортимент изделий из древесины и приспособлений для их соединения и совершенная база для изготовления клееных и цельных деревянных конструкций. Созданы многочисленные стыковые соединения с применением нового поколения самонарезающих винтов и другие перспективные соединения.

Вследствие недостаточной изученности действительной работы пространственных конструкций купола и другие оболочки за рубежом и в нашей стране выполняются с большими запасами прочности (т.е. в расчете не учитывается участие ряда элементов, например, плит покрытий, второстепенных ребер в пространственной работе конструкции; узловые соединения, в действительности обеспечивающие защемление, принимаются шарнирными и др.). В связи с этим, несмотря на накопленный в мировой практике опыт проектирования и возведения большепролетных покрытий в виде оболочек, имеется много нерешенных задач как в области поиска наилучших решений оболочек в целом, так и, особенно, в области учета фактической совместной работы элементов.

В 1960-х - 1970-х гг. Я.Ф. Хлебным предложена система создания пространственных конструкций из железобетонных и клееных деревянных элементов массового изготовления — прямолинейных и криволинейных брусьев, образующих каркас оболочек и совместно работающих с ним ограждающих элементов в виде панелей, настилов или тонких обшивок. Такие конструкции монтируются, как правило, без поддержива-

ющих подмостей, иногда с применением отдельных опор. Под его руководством с участием автора, а затем автором самостоятельно проведены разработки и исследования сначала железобетонных пространственных конструкций-оболочек, покрытий 18x18 и 18x24 м в Москве, научное сопровождение с участием в проектировании торгового центра размерами в плане 102x102 м в г. Челябинске, цирка в г. Фрунзе (Бишкек) со складчатым покрытием диаметром 72 м. Последняя работа удостоена Премии Совета Министров СССР. Принципы конструирования железобетонных конструкций были затем применены при разработке пространственных покрытий из древесины.

В ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко выполнены экспериментальные исследования на крупномасштабных моделях, натурных пространственных конструкциях, а также теоретические обобщения полученных результатов. При этом производился поиск эффективных соединений элементов деревянных конструкций, обеспечивающих их совместную пространственную работу, а также выявление резервов силового сопротивления за счет перераспределения внутренних усилий, связанного с многократной статической неопределимостью оболочек и реологическими свойствами древесины. Выявленные резервы предполагается использовать в других деревянных конструкциях.

Исследования в области деревянных пространственных конструкций опираются на существенные достижения в области теории, конструирования и массового применения в строительстве оболочек из других материалов, особенно из железобетона и металлов. Большой практический вклад в развитие современных пространственных конструкций внесли С.А. Амбарцумян, С.П. Тимошенко, В.З. Власов, A.A. Гвоздев, П.Л. Пастернак, Ю.Н. Работнов, А.Р. Ржаницын, П.А. Лукаш, И.Е. Милейковский, В.Д. Райзер, Г.А. Гениев, П.Ф. Папкович, В.В. Новожилов, А.Л. Гольденвейзер, Б.С. Васильков, В.М. Даревский, В.Н. Байков, Н.В. Ахвледиани, Д.В. Вайнберг, A.C. Городецкий, Я.Ф. Хлебной, Г.К. Хайдуков, B.C. Бартенев, В .Я. Павилайнен, Э.З. Жуковский, В.И. Колчунов, В.И. Травуш, В.В. Шугаев, AB. Шапиро, П.А. Дмитриев, В.А. По-стнов и многие другие ученые и инженеры.

Одновременно в России придается большое значение разработкам нелинейной теории расчета различных конструкций. Решен ряд вопросов использования теории ползучести в практических расчетах. Кроме трудов перечисленных ученых успехи в этой области обеспечены благодаря работам C.B. Александровского, В.М. Бондарен-ко, H.A. Буданова, Г.С. Варданяна, А.Б. Голышева, И.И. Гольденблата, Л.М. Качанова, М.А. Колтунова, С.М. Крылова, Н.Я. Панарина, В.Д. Потапова, И.Е. Прокоповича, Б.С. Расторгуева и др.

Основное внимание уделялось построению деформационных моделей ползучести бетона и железобетона, в том числе построению инженерных методов расчета (В.М. Бондаренко, Г.А. Гениев, И.Е. Прокопович), позволяющих преодолеть математические трудности, присущие строгим теориям.

Вопросам нелинейной работы древесины и ее длительного сопротивления в т.ч. с учетом изменения влажности и температуры посвящены труды Ф.П. Белянкина, A.M. Иванова, Ю.М. Иванова, E.H. Квасникова, В.П. Коцегубова, В.Г. Леннова, Н.Л. Леонтьева, В.Ф. Яценко и др.

Проектное объединение обшивок и каркасов в единую многократно статически неопределимую конструкцию позволяет за счет несложных дополнительных мероприятий снизить расход материалов на каркас до 25 %. Поэтому одной из задач, решаемых в работе, является исследование прочности и местной устойчивости тонких обшивок, находящихся в сложном напряженном состоянии (сжатие и сдвиг). Здесь необходимо оценить закритическую работу обшивок, которая может быть эффективной при 3-4-кратном превышении напряжений над критическими.

Эти вопросы изучали A.C. Вольмир, A.C. Авдонин, А.Ю. Ромашевский, А.Ф. Зотов, Я.И. Секерж-Зенькович, С.Г. Лехницкий, Г. Хертель и др. В наших исследованиях при оценке состояния обшивок в их наиболее напряженных приконтурных зонах использованы критерии прочности Г.А. Гениева для анизотропных материалов.

Дальнейшее развитие технологии изготовления новых пространственных конструкций с применением древесины и других композитных материалов должно дать возможность надежного закрепления листовых и рулонных материалов собственно оболочки к системе ребер при помощи эффективных клеев, которые бы позволяли производить совместно с металлическими связями-шурупами, дюбелями и т. п. крепление обшивок к ребрам в построечных условиях.

Для построения расчетных моделей силового сопротивления пространственных деревянных конструкций применен принцип многоуровневого использования расчетных схем, сформулированный В.М. Бондаренко и Вл.И. Колчуновым.

При этом самый верхний уровень соответствует пространственной расчетной схеме всей конструкции, самый нижний позволяет оперировать параметрами сложного, в том числе объемного напряженно-деформированного состояния отдельных зон рассматриваемой конструкции, выходные интегральные параметры которого «замыкаются» на расчетную схему верхнего уровня. В основу как иерархической концепции выделения элементов деревянной пространственной конструкции и их расчетных моделей сопротивления, так и последующей разработки этих моделей с привлечением исходных гипотез, расчетных схем, определяющих уравнений механических моделей и т.п. положен эксперимент. Именно на нем замыкаются прямые и обратные связи между выделенными компонентами структурной системы.

Под элементом пространственной деревянной конструкции понимается выделенная зона деревянной конструкции, сопротивление которой исследовалось отдельно, например, стержневая конструкция каркаса, зона швов сдвига, зона плоских обшивок или панелей, заполняющих ячейки каркаса и т.п.

«Расчетной моделью силового сопротивления (РМС) элемента ПК» определяется некоторый идеализированный объект, отражающий существо явлений, происходящих при сопротивлении деревянного элемента силовым и деформационным воздействиям. РМС включает в себя исходные предпосылки, расчетную схему (многоуровневую с определяющими уравнениями, описывающими связь деформации — напряжения для сплошного и несплошного материала), механические модели сопротивления (позволяющие упростить описание сопротивления наиболее сложных областей РМС), математические модели (включающие системы уравнений и методы их решения).

В данной работе самый верхний уровень соответствует расчетной схеме всей конструкции, в качестве следующего уровня могут служить плоские обшивки или панели, и третьим уровнем (самым нижним) являются швы сдвига, рассматриваемые по самостоятельной расчетной схеме.

Во второй главе излагается модифицированная теория деформирования и разрушения пространственных деревянных конструкций при длительных нагрузках.

В основу исследований положен метод интегрального модуля деформаций, разработанный и доведенный до практического применения В.М. Бондаренко и его последователями при нелинейном расчете железобетонных конструкций. В рассматриваемой работе этот эффективный метод приспособлен для расчета деревянных конструкций на длительные нагрузки (с учетом ползучести) путем замены прочностных и деформатив-ных характеристик железобетона на соответствующие характеристики древесины.

С помощью метода интегральных оценок осуществляется требуемая линеаризация задачи, временная фиксация неравновесных признаков деформирования. При

этом линеаризация сохраняет связь характеристик жесткости с уровнем нагружения; временная фиксация учитывает влияние режима и длительности загружения.

Принимаются и считаются справедливыми следующие теоретические предпосылки:

— геометрически конструкция не изменяется даже на этапах, непосредственно предшествующих разрушению, сохраняется положение о малости деформаций (геометрически линейная задача);

— сечения стержневых конструкций остаются плоскими вплоть до разрушения, если оценивать форму сечений в среднем (гипотеза плоских сечений);

Современная строительная механика статически неопределимых конструкций опирается на принцип возможных перемещений и на гипотезу об аддитивности (однозначной взаимосвязи) причин и следствий деформирования. Принцип возможных перемещений, утверждающий равенство работ внешних и внутренних сил при всяком возможном бесконечно малом перемещении точек системы и представляющий собой механическую интерпретацию физического закона о сохранении энергии, справедлив как для идеально упругих, так и для нелинейно-, неравновесно- и анизотропно-деформируемых систем. В этом случае, в отличие от упругих систем, учитывается необратимый расход энергии, а также эффект запаздывания во времени прямого деформирования, восстановление деформаций после снятия или уменьшения нагрузки.

С помощью метода интегрального модуля деформаций в сочетании с методом итераций уточняется напряженное состояние с учетом всех видов перераспределения усилий и напряжений в сечениях элементов конструктивных систем. Более нагруженные компоненты сечений разгружаются, а менее нагруженные догружаются. Это выражается соответствующими трансформациями эпюр усилий и эпюр напряжений и представляет собой одно из проявлений адаптационной приспособляемости конструкций.

В статически неопределимых конструкциях, у которых распределение усилий обусловлено характером изменения жесткости, помимо процесса внутренних итераций, требуемого для уточнения жесткостей, необходим сочетающийся с ним процесс внешних итераций, уточняющий по данным жесткостям закон распределения усилий. Сочетание процессов внутренних и внешних итераций в решении рассматриваемых задач о напряженном и деформированном состоянии статически неопределимых нелинейно- и неравновесно-деформируемых систем с помощью последовательных приближений заключается в следующем:

1) в обычной упруголинейной постановке известными приемами строительной механики рассчитывается заданная статически неопределимая система и строятся эпюры внутренних усилий (нулевое приближение);

2) назначаются сечения, в которых по данным об усилиях с помощью внутреннего процесса итерации уточняются расчетные жесткости (снижается модуль деформаций);

3) по новому закону распределения жесткостей повторяется статический расчет системы с учетом переменности вдоль пролетов расчетных жесткостей. Этим уточняются эпюры распределения усилий вдоль осей системы (первое приближение);

4) по усилиям первого приближения вновь уточняются расчетные жесткости, а по ним находятся эпюры усилий во втором приближении и т.д. до стабильной сходимости с заданной степенью точности.

Процесс внешних итераций может осуществляться по горизонтальной и вертикальной схемам последовательности вычислений или комбинированно.

Наиболее приемлема вертикальная схема, при которой для каждого дискретного момента времени выполняется полный цикл внешних итераций по уточнению закона

распределения усилий в системе, включая процесс внутренних итераций по жесткос-тям всех сечений для каждого шага внешних итераций по усилиям.

Для учета переменности жесткости стержней каждый элемент статически неопределимой системы делится на несколько участков. В пределах каждого такого участка жесткость считается постоянной и равной среднему значению жесткости граничных зон участка.

Процесс внутренних итераций имеет следующие особенности:

1) внешнюю нагрузку целесообразно задавать в виде дискретных значений усилий в выбранных сечениях основной системы;

2) при расчете системы на длительное действие нагрузки разбивка по времени может производиться как на равные интервалы, так и по закону, отвечающему изменению во времени жесткостей и усилий;

3) проверку сходимости и оценку результатов по ожидаемой точности надо производить по всем сечениям. Расчет считается законченным, когда текущее и предыдущие значения фибровых напряжений, жесткостей, усилий или других характеристик системы в сечениях совпадают тождественно или с заданной степенью точности.

Итак, на каждом этапе приближения использование аппарата линейной строительной механики правомерно. При этом потери энергии учитываются в уравнениях баланса работ автоматически снижением соответствующих расчетных модулей деформации.

Отсюда становятся применимыми для расчета рассматриваемых систем на каждом этапе последовательных приближений теоремы Бетги о взаимности работ, теоремы Максвелла о взаимности перемещений, формулы Мора для перемещений.

В дальнейшем изменения внешней нагрузки во времени при расчете приводятся к ступенчатой схеме таким образом, что в пределах каждого из интервалов нагрузка и все характеристики напряженно-деформированного состояния считаются постоянными. Это же относится к изменчивости физико-механических свойств материалов. Значение соответствующей величины для каждого интервала определяется как среднее в границах интервала.

Известно, что сжатые и сжато-изгибаемые элементы из древесины, характерные для оболочек, деформируются нелинейно (рис. 1).

В качестве аппроксимирующей функции, описывающей диаграмму нелинейного деформирования древесины (рис. 1, а) принята параболическая зависимость Ф.И. Герстнера:

а = Е0г-^-г\ (1)

Для древесины при достаточно высоких уровнях напряжений характерна сложная нелинейная ползучесть (рис. 1, в). В связи с этим к древесине применим метод, разработанный А.Р. Ржаницыным, позволяющий учитывать сложность процесса деформирования древесины во времени с помощью разбиения процессов деформирования на три стадии и замены сложной нелинейной связи между напряжениями и деформациями кусочно-линейными зависимостями, удовлетворяющими условию неразрывности деформаций, напряжений и скоростей деформирования при переходе от одной стадии деформирования к другой.

Для древесины эти стадии характеризуются следующими особенностями:

а) в первой стадии деформирования ползучесть является обратимой, подчиняется основным положениям линейной теории ползучести;

б) во второй стадии — установившейся ползучести — деформирование идет с постоянной скоростью нарастания деформаций ползучести (при постоянных нагрузках), деформации здесь большей частью необратимы;

Рис. 1. Диаграмма деформирования древесины: а — при сжатии-растяжении; б — при кратковременном изгибе; в - деформирование при длительном действии постоянной нагрузки

в) в третьей стадии имеет место критическое нарастание необратимых деформаций во времени.

Уравнения для описания этих стадий имеют вид:

пЕ0е+Нг = а+па; nE0t = а+па-адл\ пЕ0ё-Ве = а + пд-апп. (2)

Переход из одной стадии в другую определяется величинами предельных деформаций £] и £j критическими для каждой стадии:

£ = £,= — = const; (3)

1 Я

е = г1 = апп~адл = const. (4)

2 В

Предельные деформации б! и £2 не зависят от величины и режима приложения нагрузок, а являются постоянными величинами для данного вида напряженного состояния древесины, что соответствует основным положениям деформационной теории разрушения.

В (1 — 4) приняты обозначения: Еа — мгновенный начальный модуль деформаций, Eq = 1,48-Ю4 МПа; Я- константа, имеющая физический смысл длительного модуля деформаций (для древесины Я= (0,6-i-0,75)j&0 = 104 МПа [3]); Л - константа, имеющая смысл модуля деформации при критическом нарастании деформаций; о, £ — напряжения и относительные деформации (текущие); я — время релаксации; Одд — длительный предел прочности; Одд = 22,0МПа; аПп — кратковременный предел прочности; опп = 55,0МПа.

В области линейной ползучести имеются многочисленные исследования по получению достаточно точных уравнений, описывающих процесс деформирования.

А.Р. Ржаницыным, И.Е. Прокоповичем и В.А. Зедгенидзе, E.H. Квасниковым, Ю.М. Ивановым и другими авторами получены некоторые зависимости, построенные на базе экспериментальных исследований и рабочих гипотез. Все эти зависимости, различные по форме записи, дают достаточно близкие численные результаты.

В работах Ю.М. Иванова исследуется поведение древесины во всех трех стадиях. Для описания линейной стадии ползучести принята зависимость (5), предложенная Ю.М. Ивановым:

e(O = e(/0)(l + 6>0,21), (5)

где

ь_ ю-2

0,735-0,02086fr' (6)

W— влажность древесины в %.

Эта зависимость может быть принята вместо решения первого из уравнений (2). В проведенных E.H. Квасниковым и Ю.М. Ивановым исследованиях показано, что после разгрузки развиваются деформации упругого последействия, т.е. деформации, связанные со стремлением упругого скелета древесины к восстановлению своих первоначальных размеров, причем деформации последействия и ползучести равны по абсолютным значениям. Следовательно, не только упругие, но и деформации ползучести полностью обратимы. Эти исследования показали, что данное положение сохраняется и при более сложных режимах изменения нагрузок во времени. При ступенчатом изменении напряжений эта зависимость примет вид:

к д_

е(0 = е(/0){1 + b(t - i0)0'21) + £--(1 + b(t - /,.)0'21), (7)

0 4а,

пп

где

=*„) + £-^-; (8)

пп

£,°_i — суммарное значение мгновенных (кратковременных) приращений относительных деформаций; Да,- — изменение напряжений на этапе;

Уравнение (7) учитывает влияние влажности (W), однако в форме записи подразумевается постоянство влажности при всех этапах деформирования. Для второй стадии при ступенчатом изменении напряжений имеем:

с(7) = с1г1+а0-аГ7

Н пЕ0 tf> пЕй

Для третьей стадии е(Г)при о = const определяется по формуле:

e(t) = ^Le -о (10)

Интенсивное критическое нарастание деформаций в этой стадии не дает возможности применить принцип наложения, поэтому несущая способность элементов находится по результатам измерения деформаций при постоянном режиме нагружения во времени вплоть до разрушения

Н (а-Одл)-^'

'г=' i+nEo

Jw е,-е

(П) (12)

о-о

дл

?! и ?2 — соответственно время начала второй и третьей стадий деформирования, при

Е„

идл

Н ' Значения а„

/, = 0.

-»дд, Eq, Н, ß, л, апп определены на основании анализа результатов исследований А.М. Иванова, Ю.М. Иванова, Ф.П. Белянкина, В.П. Быковского, E.H. Квасникова, В.П. Коцегубова, В.Г. Леннова, Н.Л. Леонтьева.

Относительная деформация зависит от режима, длительности, уровня загружения тела, свойств старения и наследственности материалов. Непосредственное использование нелинейного уравнения механического состояния материала в решениях задач строительной механики, как правило, неосуществимо ввиду его громоздкости.

С.Е. Фрайфельд предложил для линейной постановки задачи ввести временной модуль деформаций (длительный модуль деформаций)

Едл (?о>')_

£

В(У)'

е(?о>0

о(/)

(13)

а (г) — напряжения, действующие в момент наблюдения /; е(/0,г) — относительные деформации к моменту наблюдения устанавливаемые с учетом влияния возраста материала, его свойств старения, режима и длительности нагружения.

На основании уравнений механического состояния древесины получены выражения для длительного модуля деформации.

При этом Едл (/„,/) по соответствующим стадиям деформирования при ступенчатом изменении напряжений, примет вид:

Яда М =

Ем(<0.0 =

JWI

Яо(?) nEao(t)

До,

■с-о

о-о

ДЛ

„ пе0 а-опп

Во

Во

(14)

(15)

(16)

Базой для вычисления длительного модуля деформаций являются величина и режим изменения во времени напряжений, которые устанавливаются и уточняются в ходе последовательных приближений.

Для определения значений интегрального модуля деформации рассматриваем сжато-изгибаемый деревянный элемент (рис. 2). Такой элемент имеет неоднородное напряженно-деформированное состояние. Нормальные напряжения меняются по высоте сечения. При этом нелинейность деформирования материалов предопределяет различие модулей деформаций в точках с разными напряжениями.

Оценивая реальную деформативность элементов и вместе с тем не оперируя различными модулями деформаций в каждом дискретном слое, согласно методу В.М. Бондаренко можно записать:

а -Ьайа

С. с,

6 Ь*гйа

г г £. ст.

л --- /

о В / /

0 -о Еу О,

Еш-Ьг'Мт+т; Ет-и =-МЛУ+Щ Рис. 2. Схема напряженно-деформированного состояния стержня при сжатии с изгибом

(17)

(■*>') — искомый интегральный модуль деформаций для сечения с абсциссой х. Очевидно, что имеет место отклонение реальных деформаций е и деформацийеш, определенных с помощью Еш, (х,/):

Д = е[о( *,*,/),/„,/] -е„„ [а(г,*,/),/„,/] * 0. (18)

Суть интегральной оценки состоит в минимизации отклонения, которая осуществляется для сечения в целом. Для большей точности проводится минимизация квад-

1

ратичного /я-моментального отклонения по отношению-;—-:

-1-}[Дс(г)гт]2Л = 0, (19)

Э-;-г Р

ЕЛ*'*)

с(г) — ширина сечения; т — показатель моментности отклонения.

Для сжато-изгибаемых элементов т меняется в пределах 0-й),5; р, <7 — пределы интегрирования по высоте сечения.

Решением (19) совместно с (1) получено выражение Еш (х,/)

Ет (х, /) = Е% (гф, I, г0 )ф{еАф ,в,а)- (20)

В (20) функция Ефпл принимается по уравнениям (14—16) в зависимости от режима изменения напряжений в фибровом сжатом волокне, а Ф(е^,в,а) — функция, отражающая нелинейность деформирования сжато-изгибаемого элемента, уровень напряжений. С достаточной степенью точности можно считать, что Ф(Еф(х,(),в,а) не зависит от стадии деформирования, а целиком зависит только от уровня напряжений и от вида физической нелинейности. При т = 0 и с учетом (1) выражение для Ф(е®(1,10),в,а) имеет вид:

Значения для £„„(*,/), полученные по формуле (20), используются затем непосредственно при расчете оболочки в процессе итераций.

В данной работе предложено дополнить нелинейный расчет стержневого каркаса оболочки расчетом обшивки, находящейся в сложном плоском напряженном состоянии. В теорию расчета включена механическая (физическая) модель анизотропного материала для определения несущей способности обшивок из фанеры или стеклопластиков.

На рис. 3 представлена предложенная Г.А. Гениевым схема механической модели анизотропного материала для определения его длительной и динамической прочности с единой физической концепции в широком диапазоне времени действия внешней нагрузки — от многих дней и месяцев до десятых долей секунды.

Модель состоит из двух последовательно соединенных элементов: элемента 0 и элемента 1, каждый из которых представляет модель Кельвина - Фойгга - параллельно соединенные элементы Ао и Б0, А[ и Б,, характеризующиеся различными значениями их прочностных и деформативных параметров. Элемент 0 предназначен для аналитического описания процесса развития кратковременных деформаций материала; элемент 1 — для описания развития его длительных деформаций, связанных с проявлением явления ползучести. Составляющие элементы Ао и А[ отражают упругие деформации материала; элементы Б0 и Б! отражают его чисто вязкие свойства.

Жесткость элемента Б[ существенно превышает жесткость элемента Б0, т.е. модуль вязкого сопротивления КБ1 на несколько порядков больше модуля КБ0: КБ1» КБ0. При приложении к механической модели (комплексу элементов 0, 1) обобщенного внешнего силового воздействия а,- (/' = х, у - главные оси анизотропии) эффективное время работы элемента Б0 исчисляется малыми долями секунды. Однако, за этот малый отрезок времени 10 элемент Б0 способствует снижению величины усилия, приходящегося на элемент Ад (доли о,), уменьшению интенсивности процесса роста деформаций последнего (предельные значения которых определяют разрушение материала), что и предопределяет, в конечном счете, факт превышения динамической прочностью прочность материала, соответствующую его стандартным испытаниям (продолжительностью, исчисляемой минутами).

Эффективное время работы элемента Б! соизмеримо с большими отрезками времени, соответствующими расчетам длительной прочности материала, учитывающими накопление суммарных обобщенных деформаций элементов 0 и 1 за заданное время Ц.

В данной работе используем только следующую модификацию механической модели материала, изображенной на рис. 3. При определении длительной прочности -исключить из элемента 0 составляющий его элемент Б0 (ограничиваясь элементом Ао, последовательно соединенным с элементом 1) — рис. 4.

Критерии длительной прочности анизотропного материала (в частности, фанеры) формируются для элементарного (конечного) объема материала, находящегося в условиях однородного сложного плоского напряженного состояния.

При приложении к последовательно соединенным элементам 0 (Ао) и 1 (Аь Б]) обобщенного внешнего длительного силового воздействия а, —» (ах, аутлу), суммарные обобщенные деформации элементов 0 и 1 определяются выражениями:

Е/ = £ю + £/1 (е* = ехо + е*!, гу = гу0 + е>ь гху = ехуо + гху1) (22)

Определение длительной прочности анизотропного материала сводится к изменению, а именно, уменьшению значений пределов кратковременной прочности в направлениях главных осей анизотропии. Тогда окончательные выражения для критериев длительной прочности анизотропного материала в параметрической зависимости от имеют вид: для случая отрыва —

\ '** а! К С1

уМ

для случая смятия •

для случая сдвига ■

Л,

+ ог

-^ = 0;

(23)

(24)

К-°у)2-4

+ т„

-Тг,

(= Ц ~ заданное предельное время действия внешней долговременной нагрузки;

Рис. 5. К расчету короткой цилиндрической оболочки: а ■ б — схема перемещений

сдвиговая форма разрушения;

К.

К,

(27)

где Кц — модули вязкого сопротивления. Численные значения 6, и со,, определяются экспериментально.

В критерии (23)—(25) помимо пределов кратковременной прочности (Ярх, Яру,

Л™ Сх, Су) входят три безразмерные параметра —

..Ев.. 6 =

Е' ' Е„

8™ =-

и три раз-

мерные величины со,, (с-1).

Приведенные критерии длительной прочности используются в расчетах пространственных конструкций на основе метода интегрального модуля для контроля состояния плоских обшивок. На этапах нагружения или выдержки конструкции под постоянной нагрузкой в контрольных точках обшивки вблизи мест ее примыкания к элементам каркаса фиксируются главные нормальные или сдвиговые напряжения, которые сравниваются с заранее установленными величинами предельных напряжений, включая возможный отрыв обшивки от ребер в результате выпучивания. Допускается закритическая работа тонких обшивок. Величину превышения закритических деформаций или напряжений над критическими, определенную в наших экспериментах, следует еще уточнить путем проведения специально поставленных экспериментов для характерных случаев совместной работы обшивок с ребрами.

Швы соединения оболочки с диафрагмами представляют собой возможные зоны текучести в предельном состоянии оболочки. Экспериментально выявлена сдвиговая форма разрушения оболочки, рис. 5.

Такая картина разрушения соответствует разработанной А. Р. Ржаницыным приближенной модели расчета составных пластин и оболочек по предельному равновесию. Согласно этой теории сосредоточенным сдвигом Г называется смещение одной части тела относительно другой в плоскости разделяющего слоя, имеющего бесконечно малую толщину 8 (рис. 5).

В предельном состоянии работа внутренних сил Г должна быть равна работе внешних сил К на перемещениях оболочки, вызванных сдвигом.

У

Работа внутренних сил выразится формулой:

Т = GtJE.cíw, (28)

Oí

где интегрирование производится по площади со слоя, по которому происходит сдвиг. В случае дискретных связей типа гвоздей интегрирование заменяется суммированием по числу связей, а напряжение текучести при сдвиге а т заменяется минимальной несущей способностью гвоздя при изгибе или смятии древесины.

Интенсивность деформации E¡, которая согласно теории пластичности в общем случае определяется следующим выражением:

Е, = ^ -е,)2+ (£, ~02+ (£, -■еJ2 + § + £ + 7¿). (29)

Для сосредоточенного сдвига Г интенсивность деформации будет также сосредоточенная и ее определяют по формуле:

„ л/2 ÍT3" 1 , ,

Причем всегда следует брать абсолютное значение Г, не обращая внимания на знак.

Сосредоточенный сдвиг в случае цилиндрической оболочки получается в зависимости от единичного вертикального перемещения шелыги оболочки и ее геометрических соотношений. В соответствии с рис. 6 Г=х/sina. Величина х может быть получена в результате решения уравнения:

(/"-1 -л:)2+(й +xctga)2 =/2. (31)

Произведя вычисления и подставляя результаты в (28) получим следующее выражение для интенсивности деформации

Е, = -(a-c/ga-l + n + ^S-J(a-ctga-l + /)2 sin2 a-/2 +2/-l-a+/2; (32)

Имея размеры конкретной оболочки E¡ можно представить в виде одной цифры. При этом линейные размеры следует подставлять в выражение в м-Ю-1, так чтобы обеспечить малость единичного перемещения.

Работа внешней нагрузки q на перемещениях оболочки

V=qsLh (33)

где s — площадь сечения эпюры перемещений; sLx — объем эпюры перемещений.

Эпюра перемещений располагается между двумя цилиндрами рис. 6. Расстояние между цилиндрами в шелыге равно единице.

Площадь сечения эпюры перемещений определяется, например, следующим выражением:

J / Jc\-biyi-yí / Jcí~biy\-y> Ук Ь>г

-s = ftfy jcic + Jdy Jdx + ¡dy jdx . (34)

/-1 0 y„ Jc2-b2y2-y¡ 0 4сг-Ъ2уг-у\

Выражения под радикалами - уравнения верхней^) и нижней^) окружностей.

Предельная нагрузка qnp определяется из выражения:

Т

д"р=7Г1' (35)

в которое нужно подставить определенные выше величины.

В конкретных расчетах объем эпюры перемещений определяется упрощенным методом.

Общая методика исследований

Методика исследований различных конструкций имеет общие черты. Укажем общие принципы, присущие методике исследования различных моделей и натурных конструкций.

Испытаниям подвергались: модель шатровой оболочки (купол), модель замкнутой цилиндрической оболочки применительно к пролетным строениям транспортерных галерей химических производств, модель бункера для хранения семенного зерна, модель короткой цилиндрической оболочки и натурные конструкции покрытий.

Конструкции нагружали равномерно распределенной нагрузкой по всей площади для проверки работы загрузочных устройств, работы приборов, устранения «рыхлых» деформаций и уточнения этапов нагружения в дальнейшем.

Пространственный характер работы конструкций и связанное с ним перераспределение усилий, как в пределах отдельных элементов, так и между элементами, наиболее отчетливо проявляются при несимметричных (в частности, односторонних) нагрузках. Поэтому основные результаты испытаний и поверочные расчеты приводятся в основном при таких схемах нагружения.

При кратковременном нагружении длительность приложения нагрузки и время снятия отсчетов приняты с учетом «Рекомендаций по испытанию деревянных конструкций» под ред. Ю.М. Иванова, М., Стройиздат, 1976. Нагрузку прикладывали равными ступенями в равные промежутки времени в зависимости от схемы нагружения от 3 до 6 минут. Каждый этап нагружения продолжался 30 минут. За это время в течение 10 — 15 минут конструкция выдерживалась под нагрузкой для стабилизации перемещений, в оставшееся время снимали отсчеты с приборов.

Режим нагружения конструкций длительно действующими нагрузками — ступенчатый. Величина нагрузок на этапах нагружения, как правило, принималась равной от 0,1 % до 0,25 % от величины разрушающей нагрузки. Время выдержки конструкции

м

к

II

Ш5

Рис. 7. Конструкция модели: а — разрез, б — план, в — узлы; 1 - кольцевые ребра, 2 - меридиональные ребра

под нагрузкой варьировалось и выбиралось так, чтобы процесс перераспределения усилий в конструкции практически прекратился, а процесс ползучести стабилизировался при малых приращениях деформаций и перемещений в элементах конструкции.

В третьей главе излагаются результаты экспериментальных и теоретических исследований напряженно-деформированного состояния шатрового покрытия в виде многогранной оболочки из клееной древесины и фанеры при несимметричных длительно действующих нагрузках.

Большеразмерная модель покрытия диаметром 6 м (рис. 7) состояла из 12 трапециевидных панелей, представляющих собой ребристую многослойную конструкцию. Меридиональные ребра модели образуются из спаренных продольных ребер панели (сечение 50x130 мм), а кольцевые ребра — из поперечных ребер панели (сечение 25x80 мм). Панель имела две обшивки, расположенные на расстоянии 46 мм друг от друга.

Опорное кольцо в виде правильного двенадцатиугольника состояло из отдельных прямоугольных клееных элементов сечением 50x100 мм, соединенных в стыках с помощью вклеенных стальных деталей. Узел замоноличивался полимербетоном. Фонарное кольцо сечением 140x100 мм выполнено из полимербетона.

В качестве экспериментальной нагрузки выбрана ступенчато возрастающая односторонняя на левой половине модели (рис. 7) длительно действующая нагрузка большой интенсивности, когда проявляется нелинейность деформирования наиболее на-

пряженных элементов. Режим изменения нагрузок был выбран в соответствии с особенностями деформирования древесины, которая прикладывалась в местах расположения кольцевых ребер: Величина действующей нагрузки, кПа 12,5 14,00 15,00 15,75 16,50 17,50 Длительность этапа в сутках 12 1/12 (2 ч) 12 1/12 (2 ч) 12 4

Анализ деформированного состояния оболочки показывает значительную нелинейность всей конструкции, особенно в загруженной части оболочки. При кратковременном загружении наиболее напряженным элементом конструкции оказывается ребро 7. Это ребро имеет и наибольшие прогибы. За счет перераспределения усилий при длительном загружении в менее напряженных ребрах 6 и 5 прогибы растут значительг но быстрее, чем в ребре 7, при этом прогибы выравниваются по величине. Максимальные прогибы, полученные из эксперимента в конце всех этапов длительного нагруже-ния при нагрузке 17,5 кПа, равны 17,0 мм, что составляет 1/353 от пролета, а максимальные выгибы в ненагруженной части модели равны 3,9 мм.

Из анализа напряженного состояния оболочки установлено следующее.

Максимальные усилия возникают в центральном ребре. Здесь максимальные напряжения равны 28,4 МПа, что в 2 раза превышает величину расчетного сопротивления древесины изгибу = 14 МПа.

Имеет место процесс перераспределения усилий. Общее снижение максимальных напряжений в ребре составляет 15—20 % при длительных нагрузках. При этом меняется соотношение моментных и продольных составляющих усилий.

В ходе перераспределения усилий максимальные усилия в обшивке в меридиональном направлении увеличиваются на 18—19 %, а в кольцевом - на 13—14 %. В зоне максимальных сдвиговых напряжений наблюдается снижение усилий в обшивке на 16—18 %. Экспериментальные исследования подтвердили эффективность работы обшивки при несимметричных нагрузках. Местная потеря устойчивости обшивкой носит локальный характер и влияет в основном на напряженное состояние сопряженных с этим участком ребер. Обшивка даже после потери устойчивости при превышении напряжений в ней над критическими в 3—5 раз сохраняет 51—78 % своей несущей способности.

Проведенные испытания позволили численно оценить процесс перераспределения усилий и выявить причины и факторы, влияющие на этот процесс, вскрыть резервы несущей способности оболочки. Максимальная кратковременная нагрузка, приложенная к модели при испытаниях, составила 18,9 КПа. При этом обшивка отделилась от ребра и загрузочное устройство разрушилось.

По результатам экспериментов выполнены численные исследования по различным расчетным моделям:

— на кратковременные и длительные нагрузки с использованием стержневой аппроксимации двухслойной обшивки однослойной;

— с заменой в расчетной схеме двухслойной обшивки однослойными пластинами приведенной толщины.

Всего в ходе расчета в режиме экспериментального исследования было сделано 45 приближений. На каждом этапе приближений оценивалась устойчивость обшивки и вводились соответствующие редукционные коэффициенты по обшивке при стержневой аппроксимации.

Следует отметить, что в ходе расчета в некоторых элементах напряжения так и не достигли величин, позволяющих учитывать физическую нелинейность их деформации.

Выполнены также расчеты с помощью программного комплекса МюгоРе, которые при общем совпадении результатов с точностью до 10 % отличаются от предыду-

щих учетом напряженного состояния обшивок и их закритической работы по сравнению с экспериментально определенной величиной критической нагрузки, соответствующей местной потере устойчивости. Обобщения результатов анализа местной потери устойчивости обшивок выполнены затем после экспериментальных исследований и расчетов модели транспортерной галереи.

В целом сопоставление экспериментальных и аналитических данных показали, что предлагаемая методика расчета с использованием интегрального модуля деформаций обеспечивает удовлетворительную для инженерных целей точность вычислений. Теоретические значения прогибов превышают экспериментальные на 15—30 % в зависимости от уровня длительности действия нагрузки. При этом расчеты на основании комплекса МкгоРе показали большую деформативность модели за счет специального ослабления обшивки в расчете для более подробного анализа ее деформативности. Обращает на себя внимание то, что в зоне наиболее загруженного меридионального ребра 7 прогибы при нагрузках, превышающих расчетные, оказываются меньшими, чем в зонах соседних ребер 6 и 8, что объясняется перераспределением усилий.

Отметим также, что при расчетах этой оболочки, как и других, описываемых ниже, деформации конструкций происходят в первой стадии — линейной ползучести, поэтому деформации в основном являются обратимыми даже при далеко запроектных нагрузках.

В заключение главы приведены рекомендации по использованию разработанной методики расчетов применительно к рассмотренным оболочкам, для древесины ребер которых считается целесообразным принимать коэффициент условий работ не менее 1,15-1,18.

Бшва 4 посвящена экспериментальным и теоретическим исследованиям крупномасштабной модели 1:4 пролетного строения транспортерной галереи. Использование конструкций из клееной древесины и фанеры особенно целесообразно в условиях химически агрессивной среды (калийных производств).

Экспериментально установлена возможность разрыва кольцевых диафрагм от поперечных растягивающих усилий, показана эффективность усиления диафрагм поперечными вклеенными стержнями, показана необходимость снижения деформируемости контура поперечного сечения; выявлена степень эффективной работы обшивки совместно с продольными и кольцевыми ребрами, особенно для приконтурных участков обшивки.

Установлена величина сдвигающей критической нагрузки и возможность эффективной работы обшивок при закритической работе, когда напряжения диагональных растяжений в 2,5—4 раза превышают критические.

Исследовано предельное состояние оболочки с податливым и жестким контуром. Разработаны рекомендации по контролю состояния обшивок при расчете на ступенчато возрастающие нагрузки при проектировании.

Длина модели в осях составила 6,0 м, внешний диаметр 1,98 м. Модель оболочки, как и натурная конструкция имела поперечную разрезку и монтировалась сборной из шести рядовых и двух опорных кольцевых секций, снабженных выпусками петлевой арматуры. Монтажные стыки устраивали путем перепуска петель смежных секций.

В смонтированном состоянии поперечный силовой набор оболочки состоял из 7 кольцевых ребер-шпангоутов составного сечения «дерево-полимербетон» (25х60х25)х48 мм и двух торцевых шпангоутов переменного сечения. Шпангоуты были изготовлены из древесины сосны в виде неразрезного клееного кольца из слоев толщиной 6,5 мм с горизонтальным расположением клеевых прослоек. Продольные ребра разрезные из сосновых брусков 19x48 мм. Соединение продольных и кольцевых ребер кле-ештыревое. Использовали арматуру класса А-Ш диаметром 6 мм, изготовленную в форме петель. Модель выполняли с односторонней верхней обшивкой из трехслойной бере-

Рис. 8. Схематический чертеж экспериментальной модели оболочки

зовой фанеры марки ФК/ВС толщиной 4 мм. Обшивку крепили к ребрам каркаса на клею ЭПЦ-1 с гвоздевым прижимом, располагая листы фанеры поперек волокон наружных шпонов в окружном направлении.

В соответствии с поставленными задачами испытания проводили в два этапа. На первом этапе модель испытывали в режиме ступенчатого нагружения в диапазоне расчетных нагрузок, имитирующих реальные условия эксплуатации натурного сооружения по четырем основным схемам загружения. На втором этапе были проведены испытания в режиме периодической разгрузки до исчерпания силового сопротивления конструкции для исследования границ области упругой работы оболочки согласно Рекомендациям по испытанию деревянных конструкций проф. Ю.М. Иванова (М, 1976 г.). Силовая установка состояла из домкратно-подвесной системы, имитирующей с помощью трех гидравлических домкратов локальную нагрузку от технологического оборудования. В зависимости от схемы нагружения использовали домкраты мощностью 50, 100 и 250 кН. Равномерно распределенную нагрузку от снега на верхний полусвод оболочки создавали с помощью пневматического загрузочного устройства, состоящего из специально разработанного упора и резиновой камеры, подключенной к компрессору. Нагружение осуществляли сжатым воздухом.

Максимальный относительный прогиб при основном сочетании нормативных нагрузок составил 1/900 пролета.

При всех рассмотренных схемах загружения в кольцевых ребрах преобладает мо-ментное напряженное состояние, доля напряжений изгиба составляет 80—95 % суммарных нормальных напряжений, причем, наиболее нагружены торцевые шпангоуты при комбинированной нагрузке. Этой же схеме нагружения в обшивке приопорных зон соответствуют максимальные сдвигающие усилия и главные растягивающие напряжения, траектории которых направлены под углом к волокнам наружного шпона и при расчетной нагрузке составляют с продольной осью оболочки 37° < а < 45°.

Экспериментально установлено, что при нагрузке 77,6 кН или 1,05 Ррасч в опорных отсеках на боковых участках оболочки происходит местная потеря устойчивости обшивки от сдвигающих усилий. На поверхности обшивки возникает картина деформаций, подобная диагонально растянутому полю в балках Г. Вагнера (в пределах ячейки между продольными ребрами образуется диагональная складка, совпадающая с направлением главных растягивающих напряжений (рис. 9). По результатам серии на-гружений модели, в ходе которых контролировали момент потери устойчивости и форму деформированной поверхности обшивки, получена величина критических напряжений сдвига т,ф = 1,6 МПа. Показано, что нашим экспериментам на модели и экспериментальным данным, полученным А.Ю. Ромашевским и А.Ф. Зотовым в ЦАГИ, лучше соответствуют теоретические зависимости для гладкой замкнутой круговой цилиндрической оболочки при чистом сдвиге (по Кготт — монография Г. Хертеля Тонкостенные конструкции, М., 1965):

где коэффициент устойчивости Кя определяется по графикам в зависимости от отношения сторон плана оболочки и условий опирания. Остальные обозначения очевидны. Наши экспериментальные результаты = 1,6 МПа, теоретические по (36) тткр = = 1,595 МПа при = 0,77.

Достаточно близкие результаты получаются по оценкам, предложенным Я.И. Се-керж-Зеньковичем для анизотропной пластинки, опертой по четырем сторонам (тткр = = 1,78 МПа), используемые С.Г. Лехницким:

(36)

К2

Прогибомер П 7-8 /

К1

! Ч '3 ' *

6Г

■У

А.

—I -"-лэ I I I

32,

| 125 I 125 | 125 а=640_

т,,, МПа

в

-1.38

-1.82 I

1.38

1.81 1.63

-1.57

1 9

5_

I

т

1.67

тттт

з б

I

7_8

П I м

ШЕЕ

1.96 1.77

(9)

-1.53 -1.76

-1.77

со, ММ

Зона наибольших

о„ а, МПа

0.43

Рис. 9. К анализу местной потери устойчивости в приопорной зоне оболочки (а), максимальные перемещения при потере устойчивости обшивки (б), распределение касательных напряжений (в), экстремальных нормальных напряжений (г) в обшивке панели 7 — 8 в послекритическом состоянии; + 1—10 — розетки датчиков

ткр= Ю4(8/о)2К. (37)

Результаты сравнений, подтверждают правомерность использования формул (36), (37) для определения критических напряжений обшивок других конструкций, когда при выпучивании обшивки силовое сопротивление ее не исчерпывается.

Авторы исследований авиационных конструкций сводят расчет закритической работы обшивок к определению коэффициентов превышения средних напряжений перед разрушением над критическими, коэффициентов распределения усилий на диагональные растяжение и сжатие и вычислению редукционных коэффициентов включения обшивок в работу с ребрами. Сопоставим такие расчеты для конструкций шатровой оболочки и замкнутой цилиндрической оболочки по формулам (38)—(42). Справа от этих формул указаны значения параметров соответственно для первой и второй исследуемых оболочек, вычисленные при нагрузке 0,85 от разрушающей.

Редукционный коэффициент для пластины при осевом сжатии определяется по формуле, предложенной Маргерром

ф0=А/— или ф =0,81.1^ + 0,19; 0,7; 0,75. (38)

V О V о

Для деформаций сдвига, превышающих критические, характерно перераспределение усилий с обшивки на ребра в виде диагональных растяжений и сжатия поперечного направления.

Редукционный коэффициент для сечений обшивок определяется по формуле:

Ф, = 1 - К- 0,68; 0,75, (39)

где К— коэффициент распределения (формула Куна)

* = «1(0,50,32; 0,25. (40)

= —>1; 4,78; 3,27. (41)

Х*Р

тср — среднее напряжение сдвига в послекритической стадии.

При совместном действии сдвигающих и сжимающих усилий, превышающих критические, обобщенный редукционный коэффициент (ф^) определяется соотношением:

Ф05=Ф1Ф0; 0,51; 0,56. (42)

Видим, что несмотря на несколько различный характер волнообразования значения обобщенных редукционных коэффициентов отличаются мало. Поэтому для анализа явлений, связанных с местной потерей устойчивости обшивок, можно применить единый подход.

В частности, анализ экспериментальных результатов потери местной устойчивости фанерных обшивок на моделях шатровой оболочки и транспортерной галереи показал возможность аппроксимации картины волнообразования в ячейках обшивок между ребрами тремя полуволнами, направленными вдоль диагонали ячейки (рис. 9, б). Максимальная глубина вмятины в обоих случаях составляет около 10 мм, при этом экспериментально полученные значения Е= 9-Ю4 МПа, толщины обшивок А = 4 мм, радиус кривизны вмятины Я = 836 см. Имея геометрические параметры вмятин оказалось возможным определить напряжения отрыва обшивок от ребер для новой проявившейся в экспериментах картины разрушения.

С использованием выражения для определения поперечных растягивающих усилий при изгибе (Справочное руководство по древесине. Пер. с английского. М., 1979):

ъм

о„ = Yßj^ nyrßM замены М = EI/R, получена формула для искомых напряжений отрыва обшивок в зависимости только от геометрических параметров

(43)

* R2bh

Подстановка в (43) экспериментально полученных величин Е = 9-Ю4 МПа; R = = 836 мм, Л = 4 мм дает значение aR = 0,51 МПа, хорошо совпадающее со средним значением прочности при растяжении фанеры поперек волокон 0,35—0,5 МПа, определенных A.C. Фрейдиным и К.Т. Вуба.

Эти результаты могут быть использованы для проектирования панелей с фанерными обшивками и для оболочек различных типов и жилых домов.

В работе приведены результаты исследований на модели предельного состояния оболочки. Эксперименты показали, что в зависимости от жесткости торцевых шпангоутов возможна реализация различных схем разрушения. Оболочка с податливым контуром получила повреждения при нагрузке 204,9 кН (2,22 расчетной величины) в результате раскрытия трещин между слоями клееного пакета в торцевых шпангоутах от радиальных растягивающих напряжений. Оболочка с жестким контуром, усиленным вклеенными стержнями и вертикальными стойками, разрушилась при нагрузке 224,9 кН (3,11 расчетной величины) от потери устойчивости обшивки приопорных зон.

Коэффициент надежности согласно рекомендациям Ю.М. Иванова, характеризующий длительное силовое сопротивление конструкции составил К= 3,11 при требуемом Кхр = 2,47.Установлено, что при нагрузке в 2,2 раза превышающей критическую (0,85 Рразр), в обшивке преобладают напряжения сдвига, а в результате перераспределения усилий, лишь 25 % напряжений приходится на долю диагональных растяжений в обшивке и сжатие продольных подкреплениях панели. Наступившее хрупкое разрушение обшивки от растяжения поперек волокон наружных шпонов, обусловлено анизотропией характеристик ее сопротивления.

Испытания модели в режиме периодической разгрузки с изменением упругой и остаточной деформаций за цикл, по методике д.т.н., проф. Ю.М. Иванова, выявлено две области деформирования конструкции. На диаграммах зависимости перемещений среднего звена оболочки от нагрузки, суммарно характеризующих работу конструкции, верхняя граница области упругой линейной работы лежит в диапазоне нагрузок, превышающих ее расчетную несущую способность в 1,6 и 2,15 раза соответственно при испытаниях с податливым и жестким контуром.

Выполнено несколько вариантов расчета конструкции на основе программного комплекса MicroFe. Установлено достаточно удовлетворительное совпадение результатов расчета с экспериментальными. Характерные расчетные деформации превышают экспериментальные в пределах 30 %.

В целом установлены значительные запасы силового сопротивления новой конструкции транспортерной галереи при снижении расхода материалов по сравнению с существующими образцами деревянных конструкций галерей: древесины 30 %, стали 70 % и по приведенным затратам 15 %.

Пятая глава посвящена исследованиям натурных образцов новых конструкций покрытий и сооружений.

С учетом экспериментальных и теоретических исследований моделей пространственных конструкций выполнены экспериментальное проектирование, строительство опытных образцов и производственные испытания объектов перед сдачей в эксплуатацию.

Рис. 10. Общий вид и основные геометрические размеры расчетной модели оболочки № 1 (м)

Рис. 11. Общий вид и основные геометрические размеры расчетной модели оболочки № 2 (м)

По архитектурному замыслу института Моспроект-3 (Ю.В. Гольдфайн, В.И. Ка-наев) автором разработаны конструктивные решения длинных цилиндрических оболочек многоволнового покрытия круглого в плане рынка диаметром 92 м в п. Салтыковка Московской области (рис. 10, 11).

Покрытие состоит из 22 волн цилиндрических оболочек с трапециевидным планом шириной от 3,76 до 11,5 м. Каждая волна образуется двумя последовательными оболочками длиной 12,7 м и 14,7 м. Каркас состоит из арок-ребер, диафрагм, прямолинейных бортовых элементов и дощатого настила.

Особенностями обеих оболочек является крепление настила из досок толщиной 30 мм к аркам-ребрам гвоздями по 3 шт. в каждом пересечении досок с арками. Радиус

кривизны всех арок составляет 10 м. Специально для испытаний изготовили по одной оболочке № 1 и № 2 в натуральную величину. Оболочку № 1 исследовали при кратковременных нагрузках, оболочку № 2 - при длительных нагрузках.

В процессе разработки конструкций выполнены инженерные расчеты по «балочной» расчетной схеме и численные расчеты на ЭВМ, при этом определяли приведенную толщину настила по несущей способности гвоздей Тгд:

Ъ~1ЪЬ- (44)

Испытания показали эффективность совместной работы дощатого настила и каркаса из клееной древесины, в результате чего бортовые элементы оказалось возможным принять высотой 75 см, тогда как без учета пространственной работы их высоту пришлось бы принять равной 150 см. По результатам испытаний до разрушенияи поверочных расчетов на ЭВМ уточнили конструкции соединений элементов и прогнозировали надежную работу конструкции в течение 50 лет. Расчеты оболочек выполнены методом интегральных оценок.

В процессе экспериментов для этих оболочек, как и остальных, оценивали длительное силовое сопротивление согласно рекомендациям Ю.М. Иванова. Коэффициент надежности при пластическом характере разрушения

К = И,/Пп>КпД, (45)

где И,— разрушающая нагрузка при испытаниях; П„ - расчетная несущая способность, Кт - требуемый коэффициент надежности.

^= 1,25(1,88 -0,106^/). (46)

Для оболочек № 1 и № 2 эта величина оказалась равной 1,74 и 1,76, а величина К — соответственно 2,08 и 2,1, т.е. длительное силовое сопротивление обеих конструкций обеспечивает срок службы 50 лет.

В г. Волоколамске было построено экспериментальное покрытие цеха щитового паркета из трех оболочек двоякой кривизны размерами 20x20 м каждая (рис. 12).

Оболочки проектировали на основании инженерного расчета, разработанного Я.Ф. Хлебным на базе безмоментной теории оболочек.

Нормальные усилия Т и сдвигающие усилия £ определяются по формулам:

Тх = 2(х2 -я2)[с, +С2(6у2 + х2 -Ь2)\; (47)

Т2 = 2(у2 -Ь2)[с, +С2(6х2 + у2 -а2)]; (48)

5 = -4 ху [С, +С2(2х2+2у2-а2- Ь2)], (49) где для квадратной в плане оболочки:

С, =0,2922-^; С2 =0,0591^-, (50)

где д — нагрузка, равномерно распределенная по проекции оболочки; к — кривизна оболочки в направлении осей х и у\ К = Я — радиус кривизны оболочки в случае, когда кривизна оболочки в направлении осей х и у одинакова; а и Ь — размеры полусторон плана оболочки (рис. 13).

Исследуемая оболочка двоякой кривизны с исходной поверхностью переноса состоит из каркаса в виде перекрестной системы арок-ребер, настила из досок толщиной 30 мм, соединенных по длине на зубчатый шип и прикрепленных гвоздями к аркам каркаса; металлических полос в углах оболочки. Арки-ребра выполнены из серийной

Сталь полосовая

Рис. 12. Производственное здание с покрытием из трех оболочек двоякой кривизны размерами 20x20 м каждая (д); схема устройства покрытия (план) (б): 1 — ребра из клееной древесины; 2 — несущий настил оболочки 5 = 30 мм; 3 — металлические стержни; 4 — ребра из досок, образующие ячейки для утеплителя; 5 — настил под рулонную кровлю 6 = 25 мм; 6 — линии продухов для вентиляции утеплителя; 7 - дефлектор

продукции Волоколамского завода — стрельчатых арок для складов минеральных удобрений с уменьшенной высотой сечения. Схема расположения настила показана на рис. 12. Для придания жесткости настилу в ячейках между арками-ребрами помещены ребра, сечением 70x130 мм. В ЦНИИСК разработаны также варианты полносборных покрытий с применением клеефанерных и деревянных панелей.

Вставки прикреплены к аркам двумя гвоздями длиной 200 мм в рассверленные отверстия. Стыки между элементами заполняли встречными клиньями из фанеры. Доски косого настила в угловых зонах покрытия прикреплены к контурным элементам и ребрам гвоздями. Количество гвоздей принято по расчету на восприятие главных растягивающих усилий. Всего гвоздевые соединения воспринимают растягивающие усилия 210 кН. Остальные растягивающие усилия (430 кН) воспринимаются стальными полосами сечением 4x50 мм, установленными в угловых зонах оболочки. Полосы прикреплены к контурным ребрам посредством вклеенных стержней диаметром 18 и длиной 350 мм.

Испытаниям подвергли среднюю оболочку покрытия, в которой имеются две затяжки в противоположных контурных элементах по пролету здания.

а

главных растягивающих; 2 — главных сжимающих; 3 — приконтурных сдвигающих

Нагружение оболочки производили штучными грузами общей массой 200 кН. Нагрузка распределялась вдоль арок-ребер оболочки по всей их длине и на одной половине арок. По всей длине погонная нагрузка составляла 1,5, а при односторонней - 3,0 кН/м, что соответствует равномерно распределенной по поверхности нагрузке с интенсивнос-тями 0,525 и 1,05 кН/м2, а с учетом собственной массы оболочки (0,6 кН/м2) — 1,125 и 1,65 кН/м2. Нормативная нагрузка на оболочку — 1,636 кН/м2.

Перемещения и деформации элементов конструкции измеряли с помощью 15 про-гибомеров и 80 индикаторов (с базой 500 мм) при следующих вариантах нагружения:

1) демонтаж затяжек с промежуточных арок-ребер;

2) погонная нагрузка 3,0 кН/м на половине оболочки;

3) нагрузка 1,50 кН/м по всей длине арок оболочки;

4) односторонняя погонная нагрузка 3,00 кН/м арки, расположенная на другой половине оболочки;

5) собственная масса оболочки после полной разгрузки покрытия.

Результаты замеров сравнивали с теоретическими. Подтверждена точность расчета.

Измерение величины зазора в стыке между вставкой и аркой показало, что под

нагрузкой по 1—4 вариантам зазор уменьшился на 2,01 мм, т.е. величина его полностью не восстановилась.

Результаты испытаний покрытия кратковременными нагрузками показали достаточную прочность всех элементов оболочки и повышенную начальную деформативность, обусловленную наличием многочисленных неплотностей в стыковых соединениях.

Покрытие разрешили эксплуатировать при условии тщательного уплотнения зазоров клинообразными прокладками из бакелиризованной фанеры.

С момента сдачи в эксплуатацию велись наблюдения за деформациями оболочек во времени в течение трех лет.

В это время покрытие воспринимало нагрузку от снега, толщина которого изменялась от 200 мм в центре до 700 мм — у краев. После таяния снега отмечалось уменьшение прогибов. Для наиболее деформативной оболочки (с прогибом в центре 55 мм) оно составило 9 мм, а для оболочки, подвергнутой испытанию, 5 мм.

Проведенные технико-экономические расчеты показали следующие данные об эффективности разработанной конструкции по сравнению с покрытием по типовым металлодеревянным треугольным клееным фермам:

— снижение расхода древесины на 0,033 м3/м2;

— снижение расхода стали на 6 Н/м2;

— уменьшение массы покрытия на 171 Н/м2.

В связи с реконструкцией катка на стадионе «Локомотив» в Москве потребовалась новая легкая конструкция покрытия размерами в плане 42x79 м с учетом рада ограничений: наличия железобетонных колонн с шагом 12 м; действующих коммуникаций и арматуры ледового поля; эксплуатируемых помещений по контуру здания; подземных коммуникаций в непосредственной близости к зданию и других особенностей, затрудняющих использование плоскостных конструкций, а также стальных и железобетонных оболочек известных типов. Необходимо было легкое покрытие из крупных сборных элементов, которые можно было бы монтировать при помощи двух башенных кранов грузоподъемностью не более 8 т.

Этим требованиям удовлетворяет разработанная в ЦНИИСК им. В.А, Кучеренко и принятая Мосжелдорпроектом экспериментальная короткая цилиндрическая оболочка размерами 42x12 м со стрелой подъема 10,5 м (рис. 14), образованная системой ребер из клееной древесины и плитами на деревянном каркасе, заполняющими ячейки между ребрами (схема конструкции предложена ранее автором для покрытий производственных зданий с сеткой колонн 24x12 м). Такая оболочка отвечает технологическим возможностям заводов КДК. Покрытие включает шесть оболочек 42x12 м и одну 42x7 м.

Система ребер состоит из металлических бортовых элементов длиной 12 м и деревянных арок-диафрагм пролетом 42 м, устанавливаемых на колонны с шагом 12 м; арок-ребер, монтируемых на бортовые элементы между диафрагмами с шагом 3 м; распорок между арками, обеспечивающих проектное положение последних.

Плиты размерами 3x1,5 м на деревянном каркасе с дощатыми обшивками устанавливаются на черепные бруски арок так, чтобы верхние грани плит и арок были в одном уровне. В углах оболочки диафрагмы соединены с бортовыми элементами арматурными стержнями, проходящими по верху плит. Бортовые элементы выполнены в виде сварных двутавровых металлических балок высотой 1000 мм, шириной полок 300 мм, толщиной 20 мм.

Арки-ребра имеют затяжки из стальных канатов диаметром 16 мм лишь на период монтажа. Сечение спаренных арок-диафрагм — 2 по 140x1000 мм (ширина на высоту), т. е. высота сечения равна 1/42 пролета, сечение арок-ребер — 140x800 мм (1/53 пролета). Последующие проработки показали, что высоту сечения этих элементов можно еще уменьшить (до 1/70 пролета).

Распорки сечением 140x40 мм, шаг 3 м, крепятся к аркам при помощи «карманов» из металлических уголков 50x50 мм. Фиксация арок производилась путем стягивания

-и- о — ^ ...........1

< ю/Щ 11——: (Ч

.......1

Рис. 14. Конструкция короткой цилиндрической оболочки размерами 42x12 м: 1 — диафрагмы; 2 — арки-ребра; 3 — бортовые элементы; 4 — распорки; 5 — панели; 6 — дощатый настил; 7 — арматура угловых зон; 8 — затяжки диафрагм; 9 — подвески; 10 — черепные бруски; 11 — балочный карман; 12 — стяжные болты; 13 — колонны; 14 — продухи; 15 — прокладки

их до упора в распорки монтажными тяжами из арматуры диаметром 16 мм, установленными через 3 м по длине арки.

Плиты покрытия совмещают ограждающие и несущие функции.

По верху плит устроен одинарный косой разреженный настил, необходимость которого обусловлена малой жесткостью панелей на сдвиг из-за неточностей их изготовления. Совместная работа плит и ребер достигается устройством полимерцементных шпонок в стыках.

Металлические бортовые элементы установлены на оголовки железобетонных колонн, причем с одной стороны покрытия они приварены к закладным деталям колонн, а с другой свободно перемещаются в пределах 30 мм.

Арки-ребра и диафрагмы укрупняли из двух полуарок в специальном кондукторе в вертикальном положении. Диафрагмы, которые по проекту образуются из двух арок, стягивали в кондукторе болтами и прокладками. Здесь же присоединяли к диафрагме затяжку из двух швеллеров. Арки-ребра снабжались монтажной затяжкой.

По окончании монтажа всех сборных элементов одной оболочки в угловых зонах бортовые элементы соединяли с диафрагмами семью арматурными стержнями диаметром 20 мм, затем затяжки ослаблялись, и конструкция начинала работать как оболочка.

При отпуске монтажных затяжек замеряли деформации и перемещения элементов оболочки. Они подтвердили учтенное при проектировании перераспределение усилий, сопутствующее качественному изменению работы конструкции. За счет пространственной работы покрытия удалось уменьшить сечения ребер по сравнению с плоскостными конструкциями. В то же время повысилась жесткость покрытия. Прогиб арки-ребра в середине пролета оболочки от собственной массы составил — 2,3 мм, тогда как у плоской арки при этой нагрузке прогиб был бы равен 23,3 мм.

В 1986 г. крытый каток сдали в эксплуатацию. Ослабленные монтажные затяжки используются для подвески электрических ламп.

Согласно расчетам ЦНИИПромзданий, экономический эффект от применения коротких цилиндрических оболочек размерами 12x24 м в ценах 1986 г. по сравнению с плоскостным покрытием из клееных балок составит 12,29 руб./м2.

Исследования прочности и деформативности контейнерных мобильных зданий из древесины. Из блок-контейнеров размерами 5980x2980x2860 мм (длина, ширина, высота) собираются жилые дома ДК-1-2 (см. рис. 1) (одноэтажный двухквартирный) и ДК-2-6 (двухэтажный шестиквартирный) системы «Энергетик», предназначаемые для временных поселков строительных и монтажных организаций. Дома могут передислоцироваться до 5 раз1.

Блок-контейнеры представляют собой пространственную конструкцию, собираемую из плоских панелей. Пространственная работа блока обеспечивается за счет специального крепления каркаса панелей.

Панели стен образуются каркасом, состоящим из стоек и горизонтальных поясов, выполняемых из брусьев сечением 50x100; 50x150 мм; обшивками из ЦСП толщиной 10—12 мм — снаружи и твердой ДВП толщиной 6—8 мм по обрешетке из досок толщиной 19 мм — изнутри. Происходит массовая отправка блоков заказчикам (см. рис. 2).

При перевозке блоков, в частности, автомобильным транспортом, блок испытывает продольные и поперечные колебания. Для исследуемых блоков наиболее опасными являются поперечные колебания. При испытаниях использовали методику определения нагрузок, изложенную в «Пособии по проектированию конструкций произ-

1 Гельман Б.А., Львов Л.А. Жилой двухквартирный дом системы «Энергетик». Пристендо-вый листок выставки «Мобильные здания-86» — М. : Минэнерго СССР. Ленинградский филиал Всесоюзного института «Оргэнергострой». 1986.

водственных зданий, подвергающихся динамическим воздействиям» (М., ЦНИИСК им. Кучеренко, 1989 г.). Суть предложений по динамическому расчету и усилению креплений состоит в следующем.

Значение динамической транспортировочной нагрузки определяется для конструкций с частотой основного тона собственных колебаний 10 < п < 20 Гц по формуле

0=/стРОст, (51)

где р - коэффициент динамичности, принимаемый равным 3,5 по графику, построенному для металлических и железобетонных конструкций; кт - коэффициент интенсивности транспортировочной нагрузки, принимаемый равным 0,3 для горизонтального направления колебаний при перевозке автомобильным транспортом общего назначения; б°т - в данном случае - масса верхней половины блока.

Коэффициент в требуется уточнить с учетом специфики деревянных конструкций. Предельная (разрушающая) нагрузка определяется из полученной нагрузки (Я путем умножения ее на коэффициент запаса Р = 2,1, принимаемый для деревянных конструкций с учетом влияния пороков и податливых соединений на их несущую способность.

В процессе разработки и совершенствования конструкции было испытано на перекос 12 блок-контейнеров, испытания проводили на специальном стенде. Нагрузку прикладывали статически и доводили конструкцию до разрушения (см. рис. 3).

При собственной массе блоков около 40 кН, опытным путем (по величине перемещений) определили нормативную нагрузку, равную 17,5 кН. После этого появилась возможность уточнить значение динамического коэффициента р. При массе блока 45 кН нормативная статическая горизонтальная нагрузка с учетом коэффициента надежности по нагрузке составляет 18,75 кН.

Нормативное значение динамической нагрузки по формуле (51) с указанными там значениями составляет

дг^, = 1)05дст^ = ^ 05-18,75 = 19,68 кН. (52)

Если принять на основании проведенных экспериментов значение 0*"°'" = 17,5 кН, то получим понижающий коэффициент к коэффициенту динамичности, равный 1,125 = 19,68/17,5, а значение динамического коэффициента в вместо 3,5 будет равно 3,1 и формула (51) изменится следующим образом

<2* =*ТД0СГ=О,3-3,1-2С7'=О,932С7'. (53)

Расчеты по этой формуле обеспечивают надежность конструкции и позволяют получить экономический эффект. Стоимость 1 м2 жилой площади в ценах 1986 г. составляет 259 руб., общей площади - 143 руб. Для сравнения себестоимость 1 м2 общей площади жилого дома «Лесник»2 составляет 197,25 руб. Экономия при производстве 3600 контейнеров в год за 5 лет составит

(197,25-143)-18-3600-5 = 17,58 млн руб.

Первоначально испытания блок-контейнеров показали недостаточную надежность при транспортировании, т.к. торцевые панели, которые должны были обеспечивать жесткость блока на поперечный сдвиг, закреплялись к продольным панелям недостаточно. По предложению ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко усиленными креплениями торцевых панелей к продольным была обеспечена пространственная работа блока и надежная его работа почти без затрат.

2 Технология заводского изготовления деревянных блок-контейнеров. Пристендовый листок выставки «Мобильные здания-86». — М.: Минлесбумпром СССР. ВНПО «Союзнаучстан-дартдом» Гипролеспром. 1986 г.

Расход стали снизился на 28 Н и бетона на 0,03 м3 на 1 м2 покрытия (930 кН стали и 99,5 м3 бетона на все здание) по сравнению с наиболее экономичным стальным мембранным покрытием с железобетонным контуром, используемым при реконструкции зданий. По заданию разработчиков конструкции блоки были испытаны на перекос, составлены предложения на транспортировочные нагрузки и разработаны способы крепления торцевых панелей к продольным. При этом удалось обеспечить надежную работу при транспортировке и эксплуатации.

Разработка и исследование конструкций хранилища для семенного зерна. Механизированное хранилище (рис. 15) для семенного зерна вместимостью 160 т состоит из четырех емкостей-бункеров, вертикальной нории, загрузочных и вентиляционных устройств. Хранилище предназначено для эксплуатации в хозяйствах.

Бункера выполняются из древесины силами хозяйств, которые, как правило, имеют собственные делянки леса и простейшее деревообделочное оборудование. На такие условия изготовления и рассчитывали авторы разработки конструкций бункеров.

Вместимость каждого из четырех бункеров хранилища - 40 т семенного зерна. Бункеры собираются на месте строительства хранилища из элементов, изготовляемых из досок, брусьев и фанеры в условиях местного деревообделочного цеха.

Для испытаний изготовлен бункер вместимостью 20 т зерна - условная крупномасштабная модель. Бункер представляет собой прямоугольный параллелепипед. Размеры емкости экспериментального образца 2x2x6,2м. Емкость образуется из ребристых панелей днища, покрытия и торцевых стен.

Конструкция панели днища состоит из двухслойной обшивки и подкрепляющих ребер. Наружный слой обшивки из шпунтованных досок толщиной 19 мм прибивается гвоздями К 2,5x40 к фанерным листам толщиной 4 мм.

Четыре клееные деревянные ребра сечением 90x140 мм приклеены к доскам наружной обшивки днища казеиновым клеем с использованием запрессовки гвоздями К3х70.

Панель покрытия состоит из дощатой обшивки толщиной 19 мм и двух ребер сечением 63x90мм. Для обеспечения жесткости на сдвиг между ребрами к обшивке прибиты раскосы из досок сечением 19x130 мм.

Испытания проводили на статическую нагрузку путем заполнения емкости песком. Загружение песком обеспечило приложение максимальной нагрузки, равной 1,5 расчетной (определенной от загружения зерном).

Исследования проводили в два этапа. По первой схеме загрузку сыпучего производили равномерно во все четыре люка ступенями по 0,25 расчетной с выдержкой каждой ступени в течение суток. При расчетной нагрузке исследовали напряженно-деформированное состояние (НДС) в течение 100 суток. После этого конструкция была разгружена и выдержана без нагрузки в течение 7 суток.

На втором этапе нагрузку за семь ступеней довели до 1,5 расчетной и проводили замеры НДС в течение 130 суток.

При изменении уровня нагрузки отсчеты снимали через 1 час и 24 часа после загружения. В последующие 15 дней отсчеты снимали один раз в сутки, далее, до 30 дней, - через день. После 30 дней выдержки конструкции под нагрузкой ввиду малости приращений показаний приборов отсчеты снимали 1 раз в 10—15 дней.

Расчет модели бункера на длительные нагрузки выполнен по методике, приведенной в главе 2, при постоянной нагрузке и меняющемся времени.

Расчетная модель принята в соответствии с описанием конструкции.

Нагружение конструкции для определения начальных усилий, деформаций и перемещений выполнено в один этап. Величина нагрузки соответствует заполнению бункера песком. Затем при неизменной нагрузке выполняли неупругий расчет с учетом изменяющегося интегрального модуля деформаций, соответствующий первой стадии линейной ползучести при ступенчатом изменении времени.

Рис. 15. Схема механизированного хранилища для семенного зерна

¡8280

Техническая характеристика

1. Масса загруженного материалам -160

2. Производительность по нории, т -20

3. Габаритный размеры, мм

длина -18280

ширина -9442

высота -13765

4. Масса стали, кг -3420

5. Масса стали без учета комплектующих, кг -660

6. Установленная мощность, кВт -8,5

7. Количество обслуживающего персонала, чел -1

Максимальное перемещение конька равно 6,9 мм, а нижнего ребра — 16,1 мм. Искажения контура у торцевой стенки не происходило, т.к. сопротивление торцевой стены сдвигу позволило воспринять действующие усилия.

Оценку балочного изгиба бункера проводили по перемещениям его нижней грани в трех сечениях: в середине пролета, над опорой и на конце консоли. Максимальный прогиб в середине пролета при полной загрузке, превышающей расчетную в 1,5 раза, составил 4,4 мм или 1/818 пролета, прогиб на конце консоли — 3,7 мм или 1/324 вылета. Эти значения свидетельствуют о достаточно высокой жесткости конструкции.

Нормальные усилия в ребрах продолжают возрастать до 5 суток после засыпки содержимого в бункер, а затем усилия на нижнее ребро немного уменьшаются. Ребро, испытывающее растяжение от изгиба, догружается растягивающими усилиями от давления сыпучего на торцевые стены бункера. Вследствие этого усилия возрастают и поддерживаются примерно на одном уровне до затухания деформаций. Аналогично изменяются сжимающие усилия в ребре Р4 (рис. 16).

Изгибающие моменты в нижнем ребре сразу после нагружения составляют 4,615 кНм, затем, в процессе выдержек, уменьшаются на величину до 5 %.

Максимальные напряжения изгиба с учетом примыкающих участков из досок и фанеры достигают величины 5,6 МПа.

В верхнем ребре днища максимальные моменты равны — 6,469 кНм. После аналогичной обработки величина напряжений здесь составила около 10,8 МПа, что при нагрузке, в 1,5 раза превышающей расчетную, можно считать допустимым.

Величина максимальных продольных напряжений в рассматриваемых ребрах составила 2385 кН/м2 или 2,4 МПа.

При сложении этой величины с напряжениями от изгиба, суммарные напряжения равны 13,2 МПа, что также следует считать нормальным. При выдержке нагрузки до затухания прогибов уменьшается величина продольных напряжений на 3 % от перераспределения усилий, которое обеспечивается возрастанием сдвигающих напряжений.

Качественно картина деформирования бункера и его элементов при расчете полностью совпадает с экспериментальными результатами. Количественно максимальное теоретическое перемещение узла 786 (середина панели днища) — 37,44 мм превышает экспериментальное (перемещение ребра плюс перемещение обшивки) 24,4+3,05 = = 27,45 мм на 36 %. Это следует считать вполне нормальным. Экспериментальное значение наибольшего перемещения от давления сыпучего на торцевые стенки 14,7 мм значительно превышает теоретическое 1,72 мм. Здесь сказывается неучет податливости крепления торцевой стенки в расчете.

Максимальное продольное усилие в середине пролета в нижнем ребре днища по расчету составило 11,7 кН, по эксперименту 27,5 кН, на опоре эти усилия составили соответственно 43,8 и 56,7 кН. Отличие до 30 % в сторону превышения экспериментальных величин объясняется большей степенью участия обшивок и ребер, принятое в расчете. Для четвертого снизу ребра днища в середине пролета эти значения составили - 14,08 и+1,5 кН.

Изгибающие моменты в 3-м ребре снизу в середине пролета по расчету 4,39 кНм, по эксперименту 4,3 кНм практически совпадают.

Несмотря на приемлемые результаты сравнения теоретических результатов с экспериментальными, исследования желательно продолжить для поиска оптимальных сечений элементов хранилища при обеспечении их надежной работы в различных условиях. Документация на зернохранилище, разработанная совместно с ВИМ и Гипро-нисельхоз приобретена совхозом «Киселевский» Кирово-Чепецкого района Кировской области.

Рис. 16. Схема расстановки прогибомеров и нумерация ребер на конструкции

В главе 6 рассматриваются конструкции и результаты испытаний панелей из древесины для использования в различных пространственных конструкциях, в том числе в жилых домах.

Экспериментальные исследования панелей с дощатыми обшивками проводились со следующими целями:

— изучение работы панелей с дощатыми обшивками при сдвигающих нагрузках в своей плоскости;

— выявление влияния усиления панелей металлическими полосами на сдвиговую жесткость конструкции;

— проверка совместной работы обшивки с каркасом для панели без усиления и панели с усилением металлическими полосами.

Для проведения экспериментальных исследований были изготовлены четыре панели (рис. 17), предназначаемые для использования в качестве стеновых в сборных домах или для устройства пространственных покрытий, в которых при эксплуатации возникают сдвигающие усилия.

Две из четырех деревянных панелей размерами 1,5x3 м состоят из трех продольных и трех поперечных ребер из досок сечением 40x130 мм, образующих каркас пане-

Рис. 17. Конструкция панели: 1 — ребра из досок 6 = 40 мм; 2 — обшивка из досок 6 = 19 мм; 3 — ребра сдвиговой жесткости из досок 6 = 40 мм; 4 — утеплитель

ли в виде прямоугольных ячеек, и односторонней обшивки из досок сечением 20x75 мм, каждую из досок обшивки крепят к продольным ребрам еще тремя такими же гвоздями в каждом соединении.

Две другие деревянные панели такой же конструкции усилены стальными диагональными лентами шириной 60 мм, толщиной 1 мм.

Испытания проводились на кратковременное и длительное воздействия на специальной установке, позволяющей прикладывать к панели усилие сдвига. Панель помещалась в установку вертикально, боковой стороной к основанию (рис. 17). Нагрузка прикладывалась по верхнему ребру панели. Кратковременная — при помощи гидравлического домкрата ДГ-5, длительная — при помощи платформ с грузом.

Кратковременные испытания каждой панели проводились в пять этапов. Один этап включал ступенчатое загружение — разгружение панели 0,5 и 1,0 мм до горизонтального перемещения, соответствующего расчетному (1/200 высоты панели), затем — предельному (1/100 высоты панели). За расчетную принималась нагрузка, при которой наибольшее горизонтальное перемещение панели составляет 1/200 ее высоты (7,5 мм). Горизонтальное перемещение, равное 1/100 высоты панели (15 мм), считалось предельным, а соответствующая нагрузка — разрушающей.

Длительное нагружение панелей проводилось ступенями по 0,205Л^,асч (Лграсч — расчетная нагрузка, определяемая при кратковременных испытаниях) до разрушающей нагрузки.

В результате проведенных экспериментальных исследований определена жесткость и несущая способность дощатых панелей на сдвиг. Выявлена эффективность каждого из соединений и степень участия досок обшивки в совместной работе с элементами каркаса при этом. Оценка несущей способности проводилась по методике д.т.н. Ю.М. Иванова.

Для панелей с усиленным гвоздевым креплением досок обшивки тремя гвоздями в каждом соединении к контурным ребрам эти величины составили соответственно — 5,8 и 12,8 кН, при напряжениях в досках до 26 % расчетного сопротивления. Для панелей, усиленных еще металлическими диагональными полосами, соответственно — 9,6 и 19,4 кН.

При этом модуль упругости стержней обшивки определяется так:

Епр=ЕТгвпгв/тсР, (54)

где Е— фактический модуль упругости древесины; Т„ — несущая способность гвозде-

вого соединения; пгд — количество гвоздевых соединений стержня; Яс— расчетное сопротивление сжатию; Б — площадь поперечного сечения стержня; 2 — коэффициент, учитывающий, что каждая доска крепится для восприятия усилий сжатия — растяжения с двух концов.

С применением численных методов исследовано напряженно-деформированное состояние испытываемых панелей в зависимости от их конструктивных особенностей. Оценка напряженно-деформированного состояния деревянных панелей с дощатыми обшивками методом конечных элементов позволила достаточно точно характеризовать их работу под действием сдвигающей нагрузки. При этом расхождение с экспериментальными значениями составляет в среднем 11%. Разработана методика учета обшивки в совместной работе при численных исследованиях, а также даны рекомендации по подготовке исходных данных для численных методов расчета панелей с дощатыми обшивками. Полученные результаты могут быть положены в основу разработки каркасных панелей различных конструкций. Разработанные панели использованы при строительстве покрытия дворца спорта «Локомотив» из коротких цилиндрических оболочек.

В седьмой главе приводятся рекомендации по проектированию, в которых излагаются конструктивные принципы формирования основных пространственных систем из деревянных элементов. Даются рекомендации по обеспечению монтажа покрытий без поддерживающих подмостей и, лишь в случае необходимости, с использованием отдельных монтажных опор. Даются рекомендации по предварительному назначению размеров сечений основных сборных элементов, правилам определения приведенной толщины настилов, правилам устройства элементов для восприятия главных растягивающих усилий, правилам устройства и монтажа панелей. Сформулированы рекомендации по применению метода предельного равновесия для расчета соединений оболочек с контурными элементами в местах концентрации сдвигающих усилий, в том числе для инженерных сооружений и жилых домов, имеющих призматическую форму.

Изложены рекомендации по проектировочному и поверочному расчетам силового сопротивления конструкции с учетом физической нелинейности.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. Разработана методика нелинейного расчета статически неопределимых и пространственных деревянных конструкций на основе теории интегрального модуля деформаций В.М. Бондаренко.

2. Методика расчета стержневых конструкций развита и распространена на расчет конструкций, элементы которых испытывают сложное напряженное состояние. Для этого используются критерии прочности анизотропных тел Г.А. Гениева. Предлагается вести контроль сдвигающих напряжений по главным осям анизотропии на этапах расчета конструкции на ЭВМ и сопоставлять их с критериями прочности.

3. Экспериментально исследована местная потеря устойчивости тонких обшивок. Выполнены обобщения волнообразования обшивок. Для отдельных конструкций определены величины критических напряжений, соответствующих местной потере устойчивости. Путем анализа имеющихся эмпирических формул для определения допустимых величин нагрузок в закритической стадии работы обшивок определены коэффициенты превышения для вычисления предельных напряжений в обшивках.

4. Исследована характерная для деревянных конструкций форма разрушения обшивок в виде отрыва в местах крепления к каркасу. Разработаны предварительные

рекомендации по оценке нагрузки, соответствующей такому типу разрушения. Намечены пути дальнейшего изучения этого вопроса.

5. Выявлена новая схема предельного равновесия, соответствующая сдвиговой форме разрушения в приконтурных зонах оболочек на прямоугольном плане. На основании анализа этой схемы разработаны предложения по устройству соединений в швах примыкания собственно оболочки к бортовым элементам.

6. Экспериментально и теоретически установлена возможность существенного использования резервов силового сопротивления пространственных конструкций, позволяющая получить экономию древесины от 15 до 25 % в зависимости от конкретных конструкций.

7. Разработанная методика расчета проверена на основных типах оболочек из дерева, где эффекты нелинейной работы и связанного с ней перераспределения внутренних усилий, проявляются наиболее отчетливо. Установлена применимость нелинейного анализа к сооружениям в виде бункеров для хранения сыпучих материалов и конструкциям малоэтажных жилых домов. Показана эффективность учета пространственной работы при проектировании домов из блок-контейнеров при проектировании хранилища для семенного зерна в виде призматического бункера.

8. Выполнены фундаментальные экспериментальные исследования по изучению резервов силового сопротивления пространственных и других многократно статически неопределимых конструкций. Сформулированы задачи дальнейшего развития работы.

9. Разработаны рекомендации по проектированию ребристо-кольцевых куполов и шатровых оболочек, длинных и коротких цилиндрических оболочек., пологих оболочек двоякой положительной кривизны для покрытий зданий, замкнутых цилиндрических оболочек применительно к пролетным строениям транспортерных галерей. Выполнены обобщения известных приближенных методов расчета и разработаны примеры приближенных расчетов, опубликованные отдельно. Приближенные расчеты рекомендуются на стадии предварительного проектирования для ориентировочного подбора сечений основных элементов и их соединений.

Основное содержание диссертации отражено в следующих работах

1. А. с. 613045 СССР. Пространственное покрытие / К.П. Пятикрестовский, Я.Ф. Хлебной, Г.В. Кривцова. — ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко ; заявл. 23.06.76 ; опубл. 30.06.78, Бюл. № 24.

2. Пятикрестовский К.П., Гайдаров Г.М. Применение модифицированной древесины в безметальных конструкциях складов минеральных удобрений / Сб. «Проблемы модификации древесины, перспективы развития ее производства и применение в народном хозяйстве» // Материалы Всесоюзной научно-технической конференции. Гродно. 17—19 октября, 1979.

3. Пятикрестовский К.П., Хлебной Я.Ф., Тарковский С.Б. Натурные экспериментальные исследования сборной оболочки из клееной древесины / Сб. «Пространственные конструкции в Красноярском крае». Вып. XIII. — Красноярск, 1980.

4. А. с. 857379 СССР. Стыковое соединение клееных деревянных конструкций / К.П. Пятикрестовский, JI.B. Касабьян, С.Б. Турковский, В.В. Саяпин, E.H. Щепеткина, О.Н. Дементьева. — ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко; заявл. 06.11.79 ; опубл. 21.04.81, Бюл. № 31.

5. Знаменский Е.М., Пятикрестовский К.П., Горбатова Н.И. Современное состояние зарубежных и отечественных норм проектирования деревянных конструкций. Обзор. — М.: ВНИИИС, 1982.

6. Пятикрестовский К.П., Щепеткина E.H. Исследование модели купольного покрытия из клееной древесины и фанеры / Сб. «Пространственные конструкции в Красноярском крае». — Красноярск, КПИ, 1982. С. 121-133.

7. Пятикрестовский К.П., Хунагов Х.С. Исследование шатровой оболочки из клееной древесины и фанеры при несимметричных нагрузках. ВНИИИС. Экспресс-информация. Строительные конструкции. Серия 11. Вып. 7, 1983. С. 26-30.

8. Пятикрестовский К.П. Пространственные деревянные конструкции / В книге «Состояние и перспективы исследований в области деревянных строительных конструкций». — М. ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко, 1983. С. 49-65.

9. Пятикрестовский К.П., Хунагов Х.С. Исследование податливости соединений в пространственных деревянных конструкциях // ВНИИИС. Экспресс-информация. Строительство и архитектура. Серия 10. Инженерно-теоретические основы строительства. 1984. Вып. 10. С. 9—14.

10. Пятикрестовский К.П., Хунагов Х.С. Расчет шатровой оболочки из древесины с учетом физической нелинейности // ВНИИИС. Экспресс-информация. Строительство и архитектура. Серия 10, Инженерно-теоретические основы строительства. 1984. Вып. 11. С. 2—7.

11. Пятикрестовский К.П., Соловьев И.Н. Исследование модели покрытия в виде короткой цилиндрической оболочки из древесины // В книге «Исследования в области деревянных конструкций». — М. ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко, 1985. С. 42-53.

12. Пятикрестовский К.П., Хунагов Х.С. Перераспределение усилий в элементах шатровой оболочки из древесины и фанеры при несимметричных нагрузках // В книге «Исследования и методы расчета строительных конструкций». — М.: ЦНИИСК им. В. А. Кучеренко, 1985. С. 40—49.

13. Пятикрестовский К.П. К вопросу о проектировании большепролетных куполов с применением клееной древесины // В книге «Пространственные конструкции здании сооружений». Вып. 5. — М.: Стройиздат, 1986.

14. А. с. 1263778 СССР. Деревянная стена / К.П. Пятикрестовский, А.Д. Ломакин, В.Г. Курганский, A.A. Романов. — ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко, ЦНИИПИТЕП животноводческих комплексов ; заявл. 24.03.83 ; опубл. 15.06.86, Бюл. № 38.

15. Слицкоухов Ю.В. Пятикрестовский К.П., Хунагов Х.С. Метод интегральных оценок при расчете пространственных конструкций из клееной древесины и фанеры. Известия ВУЗов. Строительство и архитектура, 1986. № 12. С. 6—10.

16. Пятикрестовский К.П., Турковский С.Б. Крытый рынок с куполом из клееной древесины // На стройках России 1987, № 7. С. 16-17.

17. Пятикрестовский К.П., Арленинов Д.К. Соловьев И.Н. Пространственное покрытие из клееной древесины // На стройках России 1987, №11. С. 11—14.

18. Пятикрестовский К.П., "ТУрковский С.Б. Покрытие цеха из деревянных клееных конструкций // На стройках России, 1988, № 2. С. 48—50.

19. Пятикрестовский К.П., Слицкоухов Ю.В. Исследования пространственных деревянных конструкций с целью снижения материалоемкости // Сб. тр. «Исследования прочности и эффективности современных конструкций из древесины и пластмасс». — М.: МИСИ, 1987. С. 150—164.

20. Ковальчук JI.M. Пятикрестовский К.П. Турковский С.Б. Экспериментальные исследования пространственных деревянных конструкций / Международный конгресс ИАСС «Теория и экспериментальные исследования пространственных конструкций. Применение оболочек в инженерных сооружениях». - М. 20-23 сент. 1985. Труды, т. 5. С. 280-294.

21. Пятикрестовский К.П. Пространственные конструкции из цельной древесины // Сб. тр. «Рациональные типы деревянных конструкций для сельского строительства. Передовой опыт». — Якутск, 1989. С. 44-53.

22. Пятикрестовский К.П. Исследования прочности и деформативности контейнерных мобильных зданий из древесины // Сб. «Опьгг и проблемы разработки, изготовления и внедрения в строительстве мобильных зданий». МДНТП им. Ф.Э, Дзержинского. Материалы семинара. — М., 1989. С. 87—95.

23. Пятикрестовский К.П., Соловьев И.Н. Исследование особенностей работы блок-контейнера из древесины и ЦСП на монтажные нагрузки // Сб. науч. тр. «Исследования по строительным конструкциям». - М.: ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко. - М., 1989. С. 101-108.

24. Пятикрестовский К.П., Соловьев И.Н. Особенности напряженно-деформированного состояния блок-контейнеров с применением цементно-стружечных плит // Сб. науч. тр. «Разработка и совершенствование деревянных конструкций». — М.: ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко, 1989. С. 94—104.

25. Пятикрестовский К.П. Механическое хранилище модульного типа вместимостью 160 т с деревянными бункерами по 40 т для семян зерновых культур / Строительные конструкции на основе древесины и древесных материалов. Справ, пособ. науч.-техн. достижений. Госстрой СССР. ВНИИНТПИ 1990. С. 39-41.

26. Пятикрестовский К.П. Пространственные конструкции из цельной и клееной древесины. Гл.13. Типы деревянных пространственных конструкций. Гл. 14.0 расчете пространственных конструкций с учетом физической нелинейности // В кн. «Современные пространственные конструкции (железобетон, металл, дерево, пластмассы)». Справ, под ред. Ю.А. Дыховичного, Э.З. Жуковского. — М.: Высшая школа, 1991.

27. А. с. 1789626 СССР. Строительная панель / К.П. Пятикрестовский, А.М. Пономаренко. — ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко ; заявл. 22.04.91; опубл. 23.01.93, Бюл. № 3.

28. Пятикрестовский К.П., Башаев Г.М. Учет свойств древесины и соединений деревянных элементов при расчете и проектировании цилиндрических оболочек покрытия рынка // Материалы Всесоюзного науч.-практ. семинара «Расчет и компьютерное проектирование деревянных конструкций». — Владимир; Суздаль, 1991.

29. Гениев Г.А., Пятикрестовский К.П. Вопросы длительной и динамической прочности анизотропных конструкционных материалов (брошюра). — М.: ГУП ЦНИИСК им. В А Кучеренко, 2000. — 38 с.

30. Гениев ГА, Мамаева Г.В., Пятикрестовский К.П. Моделирование процесса деформирования и расчет прочности деревянных элементов при циклических нагружениях // Сейсмостойкое строительство. Безопасность сооружений. ВНИИНТПИ, 2004, №3. С. 11—14.

31. Пятикрестовский К.П., Хунагов Х.С. Использование метода интегральных оценок для нелинейного расчета статически неопределимых деревянных конструкций / Тр. междунар. науч.-техн. конф. «Вычислительная механика деформируемого твердого тела» в 2 т. Т. 2. С. 341—344. — М.: МИИТ, 2006.

32. Пятикрестовский К.П., Соловьев И.Н. Экспериментально-теоретические исследования коротких цилиндрических оболочек из клееной древесины на крупномасштабной модели. Ч. \.Ц Строительная механика и расчет сооружений. — М., 2006, № 2. С. 39—45.

33. Пятикрестовский К.П., Соловьев И.Н. Экспериментально-теоретические исследования коротких цилиндрических оболочек с применением клееной древесины на крупномасштабной модели Ч. 2. // Строительная механика и расчет сооружений». — М., 2006, № 3. С. 50—54.

34. Пятикрестовский К.П. Вопросы дальнейшего совершенствования конструкций с применением древесины и новых плитных материалов // Сб. «Пространственные конструкции зданий и сооружений, исследования, расчет, проектирование и применение». Вып. 10. — М.: ООО «Девятка Принт»., 2006. С. 177-188.

35. Пятикрестовский К.П., Лебедева И.В. Исследования живучести панели и цилиндрических оболочек из дерева на статические и динамические запроектные воздействия. «Строительная механика и расчет сооружений». — М.: 2007, № 2. С. 56—61.

36. Пятикрестовский К.П., Колчунов В.И., Клюева Н.В. Пространственные конструкции покрытий. Курсовое и дипломное проектирование. Учеб. пособ.. — М.: АСВ, 2008. — 352 с.

37. Пятикрестовский К.П., Черных О.Г. Исследования замкнутой цилиндрической оболочки из клееной древесины и фанеры // Строительная механика и расчет сооружений. — М., 2007, № 5. С. 72—84.

38. Пятикрестовский К.П., Черных О.Г. Исследования совместной работы обшивок и каркаса замкнутой цилиндрической оболочки из клееной древесины и фанеры. Строительная механика и расчет сооружений. — М., 2007, № 6. С. 73-80.

39. Пятикрестовский К.П., Черных О.Г. Результаты испытаний модели пролета ого строения транспортерной галереи в виде замкнутой цилиндрической оболочки // Пространственные конструкции зданий и сооружений. Вып. 11. - М., 2008. С. 108-121.

40. Пятикрестовский К.П., Соколов Б.С., Черных О.Г. Нелинейный расчет замкнутой цилиндрической оболочки из древесины и фанеры при кратковременном действии запроектных нагрузок // Строительная механика и расчет сооружений. — М., 2008, № 3. С. 27—31.

41. Пятикрестовский К.П. Расчет ребристых пространственных конструкций из древесины и фанеры на длительные нагрузки // Строительная механика и расчет сооружений. — М., 2008. № 5. С. 42—48.

42. Пятикрестовский К.П. Расчет времени безотказной работы цилиндрической оболочки покрытия из клееных деревянных ребер и дощатого настила // Вестник отделения строительных наук. Вып. 13. Москва - Орел: РААСН, АСИ Орел ГТУ, 2009. С. 258-269.

43. Пятикрестовский К.П., Соколов Б.С. Численные исследования поведения во времени при постоянной нагрузке цилиндрической оболочки с каркасом из клееной древесины с настилом из досок // Строительная механика и расчет сооружений. — М., 2009, № 2. С. 32—36.

44. Пятикрестовский К.П. Исследование резервов силового сопротивления и материалоемкости пространственных конструкций из древесины // Вестник ЦНИИСК «Исследования по теории сооружений». Вып. 1, 2009. С. 123-146.

45. Пятикрестовский К.П. Экспериментально-теоретический анализ длительного силового сопротивления цилиндрических оболочек покрытия из древесины с использованием результатов натурных испытаний. В сб. Пространственные конструкции зданий и сооружений. Вып.12, М.: 2009, ООО «Девятка Принт». С. 97—105.

46. Пятикрестовский К.П., Соколов Б.С. Теоретический анализ напряженно-деформированного состояния цилиндрических оболочек покрытия из древесины при длительных ступенчато возрастающих нагрузках. В сб. Пространственные конструкции зданий и сооружений. Вып.12, М.: 2009, ООО «Девятка Принт». С. 88—96.

47. Пятикрестовский К.П., Соколов Б.С. Численные исследования напряженно-деформированного состояния модели шатрового покрытия при длительных ступенчато возрастающих нагрузках. Строительство и реконструкция // Известия, Орел ГТУ. №6, 2009. С. 33—38.

48. Пятикрестовский К.П. Вопросы расчета длительной прочности пространственных конструкций из анизотропных материалов // Морские интеллектуальные технологии. № 1, 2010. С. 35—38.

49. Пятикрестовский К.П., Степура А.П. Разработка и исследование конструкций хранилища для семенного зерна. Строительство и реконструкция // Известия ОРЕЛ ГТУ, № 3(29), 2010. С. 31—38.

50. Пятикрестовский К.П. Вопросы теоретического обоснования обеспечения надежности крепления тонких обшивок к каркасу пространственных конструкций из дерева / Сб. науч. ст. Международной конференции «Актуальные проблемы исследований по теории сооружений». Ч. 3. // ЦНИИСК им. В .А. Кучеренко. - М. : ОАО «ЦПП», 2009. С. 18-21.

51. Пятикрестовский К.П. Теоретические вопросы учета совместной работы настилов из анизотропных материалов с каркасом пространственных конструкций при длительных нагрузках / Вестник ОАО «НИЦ «Строительство» Исследования по теории сооружений». Вып. 2, 2010.

52. Пятикрестовский К.П. Метод интегральных оценок в расчете пространственных деревянных конструкций на длительные нагрузки // Сб. тр. Международной научно-практической конференции. - М.: МГСУ, 2010. С. 364-375.

53. Пятикрестовский К.П., Хунагов Х.С. Обоснование зависимостей между интенсивностями напряжений и деформаций для нелинейного расчета деревянных конструкций // Строительная механика и расчет сооружений. — М., 2011. № 1. С. 62—69.

54. Пятикрестовский К.П., Соколов Б.С. Вопросы напряженно-деформированного состояния обшивок ребристых многогранных покрытий из древесины // Строительная механика и расчет сооружений. - М., 2011, № 3. С. 45-50.

Подписано в печать 26.09.2011. Формат 60x90 1/16 Бумага офсетная. Офсетная печать. Тираж 100 экз.

109428, Москва, ул. 2-я Институтская, д. 6, стр. 1 Тел.: 8-499-170-10-81; 8-499-174-79-93

E-mail: stroy-mex@yandex.ru

ВВЕДЕНИЕ.

Глава 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА.

Глава 2. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ИССЛЕДОВАНИЙ ПРОСТРАНСТВЕННЫХ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ НА ДЛИТЕЛЬНЫЕ НАГРУЗКИ.

2.1. Метод интегральных оценок. Особенности применения.

2.1.1. Общие положения.

2.2. Обоснование зависимостей между напряжениями и деформациями. Аппроксимация экспериментальных кривых.

2.3. Длительное деформирование древесины. Длительная прочность. Длительный и интегральный модуль деформации.

2.4. Применение критериев прочности анизотропных материалов при расчете настилов и обшивок, находящихся в сложном напряженном состоянии.:.

2.5. Расчет соединений между элементами оболочек методом предельного равновесия на основе сдвиговой формы разрушения.

Выводы по главе 2.

Глава 3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ШАТРОВОГО ПОКРЫТИЯ.

3.1. Описание конструкции модели.

3.2. Схемы нагружения модели покрытия.

3.3. Напряженно-деформированное состояние обшивок покрытия.

3.4. Анализ деформированного состояния покрытия в режиме длительного ступенчатого нагружения.

3.5. Анализ напряженного состояния системы рёбер в режиме ступенчатого длительного нагружения.

3.6. Напряжённо-деформированное состояние обшивок покрытия.

3.7. Анализ процесса перераспределения усилий в оболочке.

3.8. Численные исследования напряженно-деформированного состояния шатровой оболочки из клееной древесины и фанеры.

3.8.1. Описание принятой расчетной модели конструкции и нагрузок на оболочку.

3.8.2. Методика расчета.

3.8.3. Результаты расчетных исследований в режиме эксперимента и их анализ.

3.8.4. Анализ напряженного состояния обшивок.

3.8.5. Влияние различных факторов на напряженно-деформированное состояние оболочки.

3.8.6. Рекомендации по расчету купольного покрытия. Применение предложенной методики.

3.8.7. Методика расчетного исследования новых конструкций Выводы по главе 3.

Глава 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ И ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ МОДЕЛИ ПРОЛЁТНОГО СТРОЕНИЯ ГАЛЕРЕИ. 113 4.1. Методика и результаты предварительных расчетов транспортерной галереи.

4.1.1. Краткое описание конструкции.

4.1.2. Описание приложения нагрузок к конструкциям пролетных строений.

4.1.3. Методика и результаты расчета.

4.2. Экспериментальные исследования модели пролётного строения галереи.

4.2.1. Задачи исследований.

4.2.2 Краткое описание модели.

4.3. Методика испытаний.

4.3.1.Схемы загружения модели и конструкция испытательной установки.

4.3.2. Техника измерений и регистрирующая аппаратура.

4.3.3. Режим испытаний.

4.3.4. Обработка опытных данных.

4.4. Анализ статической работы конструкции по результатам кратковременных испытаний.

4.4.1. Напряжённо-деформированное состояние оболочки при сосредоточенных нагрузках от технологического оборудования.

4.4.2. Напряженно-деформированное состояние оболочки при равномерно-распределённом внешнем давлении на верхний полу свод.

4.4.3. Перемещения и усилия в оболочке при комбинированном нагружении.

4.4.4. Исследование совместной работы обшивки с рёбрами, определение «приведённой ширины» обшивки.

4.5. Предельное состояние сборной ребристой цилиндрической оболочки.

4.5.1. Разрушение оболочки с податливым контуром.

4.5.2. Предельное состояние оболочки с жестким контуром.

4.5.3. Исследование работы обшивки приконтурной зоны оболочки на сдвиг.

4.5.4. Оценка длительной несущей способности конструкции по результатам кратковременных испытаний.

4.5.5. Исследование податливости стыков оболочки.

4.5.6. Нелинейный расчет модели транспортерной галереи.

Выводы по главе 4.

Глава 5. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ И ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ НАТУРНЫХ ПРОСТРАНСТВЕННЫХ КОНСТРУКЦИЙ.

5. 1. Экспериментально-теоретический анализ длительного силового сопротивления цилиндрических оболочек покрытия с использованием результатов натурных испытаний.

5.2. Теоретический анализ напряженно-деформированного состояния цилиндрических оболочек покрытия из древесины при длительных ступенчато-возрастающих нагрузках.

5.3. Натурные экспериментальные исследования сборной оболочки двоякой кривизны из клееной древесины.

5.4. Короткие цилиндрические оболочки пролетом 42 м.

5.5. Исследования прочности и деформативности контейнерных мобильных зданий из древесины.

5.6. Разработка и исследование конструкций хранилища для семенного зерна.

5.6.1. Описание экспериментального образца бункера.

5.6.2. Основные положения методики испытаний.

5.6.3. Анализ результатов испытаний распределение нормальных давлений на стенки бункера.

5.6.4. Деформированное состояние бункера при кратковременном загружении.

5.6.5. Напряженное состояние бункера при кратковременном загружении.

5.6.6. Анализ статической работы бункера при длительном загружении.

5.6.7. Расчет модели бункера на длительное действие нагрузки в соответствии с экспериментом.

Выводы по главе 5.

Глава 6. ИССЛЕДОВАНИЯ ПАНЕЛЕЙ С ДОЩАТЫМИ ОБШИВКАМИ.

6.1. Цель и задачи исследований.

6.2. Конструкция опытных образцов.

6.3. Методика проведения испытаний. Схема загружения панелей и конструкция испытательной установки. Измерительные приборы

6.4. Результаты экспериментальных исследований и их анализ.

6.4.1. Напряженно-деформированное состояние панели без усиления и с усилением металлическими полосами при кратковременных испытаниях.

6.4.2. Результаты испытаний панели без усиления и панели с усилением при длительных сдвиговых воздействиях.

6.4.3. Оценка длительного силового сопротивления испытанных деревянных панелей для пространственных конструкций.

Выводы по главе 6.

Глава 7. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ.

7.1. Принципы проектирования характерных соединений и узлов элементов в пространственных конструкциях.

Актуальность темы. Современное строительство, ведущееся в широких масштабах, является одной из наиболее материалоемких отраслей промышленности. Необходимо использовать все имеющиеся резервы снижения материалоемкости, уменьшения трудовых и энергетических затрат на изготовление и возведение конструкций.

В связи с этим актуализируется задача более широкого применения легких материалов, в частности из древесины, развития методов расчета и конструирования пространственных систем.

Специфика деревянных конструкций обусловливает своеобразную сферу их применения зачастую там, где другие материалы не отвечают предъявляемым требованиям, а именно, легкость материала целесообразно использовать для большепролетных покрытий, потребность в которых в XXI веке все более возрастает. Это особенно актуально для лесоизбыточных районов Сибири и средней полосы Европейской части России. Стойкость против коррозии, особенно химической, по сравнению с другими материалами обусловливает целесообразность применения древесины для зданий и сооружений химической промышленности, в частности, складов калийных солей и других минеральных удобрений.

Отечественный и зарубежный опыт строительства подтверждает целесообразность применения большепролетных покрытий в виде оболочек производственных, общественных и спортивных зданий, а также конструкций инженерных сооружений, где за счет обеспечения совместной работы несущих и ограждающих элементов достигается экономия материалов 10-25% по сравнению с имеющимися проектными решениями. При этом за счет многократной статической неопределимости конструкций значительно увеличивается живучесть и конструктивная безопасность сооружений.

Большие резервы силового сопротивления деревянных конструкций могут быть выявлены при учете специфических свойств древесины: ползучести, физической нелинейности, использования возможности восприятия нагрузок тонкими обшивками после местной потери устойчивости в пространственных конструкциях. Учет перечисленных факторов изучен недостаточно.

Целью работы является создание методов расчета пространственных конструкций из клееной древесины и связанных с ним различных обшивок или панелей, при длительно действующих нагрузках с учетом физической нелинейности.

Экспериментально-теоретическое выявление резервов силового сопротивления пространственных конструкций из древесины при неблагоприятных длительно действующих нагрузках, в том числе запроектных, проверка полученных результатов на экспериментальном строительстве и испытаниях опытных образцов.

Научную новизну работы составляют:

1. Пространственная система покрытий и сооружений в виде составной конструкции из клееной цельной древесины, основу которой составляют каркас ребер из клееных элементов массового заводского изготовления, панели или настилы, совмещающие несущие и ограждающие функции; соединительные элементы, обеспечивающие совместную работу конструкций.

2. Возможность снижения затрат материалов на конструкции с учетом длительного действия нагрузок от 10 до 25%, выявленная в результате экспериментальных исследований на моделях и натурных конструкциях.

3. Расчет пространственных конструкций на длительные нагрузки, в том числе запроектные, на основе модели силового сопротивления, включающей метод интегрального модуля деформаций и использование критериев длительной прочности анизотропных материалов.

4. Предложения по расчету несущей способности соединений оболочки с контурными элементами на основе сдвиговой формы разрушения.

Практическая ценность и внедрение результатов

1. Разработанные конструктивные решения пространственных конструкций покрытий и инженерных сооружений приводят к снижению материалоемкости деревянных конструкций от 10 до 25%, снижению сметной стоимости и трудовых затрат с учетом затрат на изготовление конструкций.

2. Разработаны предложения по нелинейному расчету пространственных деревянных конструкций с каркасом из клееной или цельной древесины и настилом из досок или панелей, в том числе с тонкими обшивками. Расчет позволяет оценить работу конструкций при запроектных кратковременных и длительных нагрузках и, тем самым, повысить безопасность и живучесть сооружений с пространственными конструкциями.

3. Автором при участии сотрудников отдела деревянных конструкций ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко С.Б.Турковского, Д.К. Арленинова, Г.В.Кривцовой, О.Г.Черных, И.Н.Соловьева, Г.М.Башаева, Х.С.Хунагова, Е.Н.Щепеткиной, А.М.Пономаренко, сотрудника НИИЖБ им. А.А.Гвоздева к.т.н. Б.С.Соколова разработаны и исследованы пространственные конструкции в виде куполов и шатровых оболочек, оболочек двоякой положительной кривизны на прямоугольном плане, коротких и длинных цилиндрических оболочек. Опытные образцы этих конструкций построены в

Москве (покрытие Дворца Спорта размерами 42x79 м на стадионе "Локомотив") и в Московской области (производственное здание размерами 20x66 м, рынок диаметром 30 м в Волоколамске, рынок диаметром 72 м в п. Салтыковка Балашихинского р-на - строительство не осуществлено). Для создания перечисленных конструкций использованы криволинейные и прямолинейные клееные элементы, массовое производство которых освоено действующими заводами, в частности, Волоколамским ЭЗСК. Исследованы разные виды обшивок, их крепление к каркасу и соединения элементов конструкций между собой.

4. Исследованы конструкции блок-контейнеров на деревянном каркасе для мобильных жилых зданий системы "Энергетик". Производство блок-контейнеров освоено предприятиями Минэнерго СССР с ежегодным объемом выпуска до 10 тыс. штук. Блок-контейнер испытывает воздействия горизонтальных транспортировочных нагрузок, которые в ряде случаев оказываются более опасными, чем эксплуатационные (симметричные) нагрузки. Выявлено существенное влияние включения элементов каркаса и обшивок стен блоков в пространственную работу на обеспечение прочности конструкций при транспортировочных нагрузках. Получен экономический эффект 40 руб. на блок или 400 тыс. руб. в год (здесь и далее в ценах 1986 года).

5. Разработаны механизированные модульные хранилища из древесины для семян зерновых культур с четырьмя деревянными бункерами вместимостью по 40 т. Внедрение одного хранилища обеспечивает экономический эффект 13.0 тыс. руб. по сравнению с хранилищем согласно типовому проекту с металлическими бункерами, стоимость которого равна 29,2 тыс. руб.

6. Материалы работы использованы в отчете о научно-исследовательской работе в рамках федеральной целевой программы «Научные и научно-педагогические кадры инновационной России на 2009-2013 годы по теме: «Исследование энерго-, ресурсоэффективных конструктивных систем с высоким уровнем конструктивной безопасности и живучести (промежуточный этап №5. Наименование этапа: «Подготовка результатов исследования к внедрению». Государственный контракт от 15 июня 2009г. № 02.740.11.0151. Шифр «2009-1.1 -232 - 031 - 011», Орел 2011.Рук. НИР акад. РААСН, д.т.н., проф. В.И.Колчунов.

Автор защищает: а) Предложения по созданию новых пространственных конструкций из клееной и цельной древесины. б) Результаты экспериментальных исследований на моделях и натурных конструкциях, позволяющие решить задачу сопряжения клееных и цельных элементов для создания единой пространственной системы; выявляющие характер перераспределения усилий в элементах конструкций при нагрузках, вызывающих появление пластических деформаций в конструкции в результате ползучести древесины. в) Методы расчета пространственных деревянных конструкций с учетом физической нелинейности, результаты исследований несущей способности конструкций с использованием сдвиговой формы разрушения, характерной для деревянных конструкций. г) Принципы конструирования, включающие в себя рекомендации по проектированию деревянных пространственных конструкций различных типов и основные положения по расчетным схемам, применяемым при расчете с использованием ЭВМ.

Апробация работы и публикации. Основные результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались: на Всесоюзной научно-технической конференции «Проблемы модификации древесины, перспективы развития ее производства и применения в народном хозяйстве». г.Гродно, 1979; на международном конгрессе ИАСС «Теория и экспериментальные исследования пространственных конструкций. Применение оболочек в инженерных сооружениях». Москва, 1985; на семинаре «Опыт и проблемы разработки, изготовления и внедрения в строительстве мобильных зданий». МДНТП им. Ф.Э.Дзержинского. Москва, 1989; на Всесоюзном научно-практическом семинаре «Расчет и компьютерное проектирование деревянных конструкций». Владимир, Суздаль, 1991; на Международном конгрессе МКПК-98. Москва, 1998; на Международной научно-технической конференции «Вычислительная механика деформируемого твердого тела». Москва, МИИТ, 2006; на научной сессии МОО «Взаимосвязь проектирования пространственных конструкций с вопросами безопасности, эксплуатационной надежности и долговечности». Москва,2007; на научных сессиях МОО «Пространственные конструкции. Москва, 2019 и Москва, 2010; на XXIII Международной конференции «Математическое моделирование в механике деформируемых тел и конструкций. Методы граничных и конечных элементов». Санкт-Петербург, 2009; на международной конференции «Актуальные проблемы исследований по теории сооружений». Москва, ЦНИИСК им. В.А.Кучеренко, 2009.

Публикации. Основные положения диссертации опубликованы в двух монографиях, четырех брошюрах и 54 статьях (из общего количества более 110).

Объем работы. Диссертация состоит из семи глав, общих выводов и списка литературы из наименований. Общий объем работы с рисунками и таблицами.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. Разработана методика нелинейного расчета статически неопределимых и пространственных деревянных конструкций на основе теории интегрального модуля деформаций В.М. Бондаренко.

2. Методика расчета стержневых конструкций развита и распространена на расчет конструкций, элементы которых испытывают сложное напряженное состояние. Для этого используются критерии прочности анизотропных тел Г.А. Гениева. Предлагается вести контроль сдвигающих напряжений по главным осям анизотропии на этапах расчета конструкции на ЭВМ и сопоставлять их с критериями прочности.

3. Экспериментально исследована местная потеря устойчивости тонких обшивок. Выполнены обобщения волнообразования обшивок. Для отдельных конструкций определены величины критических напряжений, соответствующих местной потере устойчивости. Путем анализа имеющихся эмпирических формул для определения допустимых величин нагрузок в закритической стадии работы обшивок определены коэффициенты превышения для вычисления предельных напряжений в обшивках.

4. Исследована характерная для деревянных конструкций форма разрушения обшивок в виде отрыва в местах крепления к каркасу. Разработаны предварительные рекомендации по оценке нагрузки, соответствующей такому типу разрушения. Намечены пути дальнейшего изучения этого вопроса.

5. Выявлена новая схема предельного равновесия, соответствующая сдвиговой форме разрушения в приконтурных зонах оболочек на прямоугольном плане. На основании анализа этой схемы разработаны предложения по устройству соединений в швах примыкания собственно оболочки к бортовым элементам.

6. Экспериментально и теоретически установлена возможность существенного использования резервов силового сопротивления пространственных конструкций, позволяющая получить экономию древесины от 15 до 25% в зависимости от конкретных конструкций.

7. Разработанная методика расчета проверена на основных типах оболочек из дерева, где эффекты нелинейной работы и связанного с ней перераспределения внутренних усилий, проявляются наиболее отчетливо. Установлена применимость нелинейного анализа к сооружениям в виде бункеров для хранения сыпучих материалов и конструкциям малоэтажных жилых домов. Показана эффективность учета пространственной работы при проектировании домов из блок-контейнеров при проектировании хранилища для семенного зерна в виде призматического бункера.

8. Выполнены фундаментальные экспериментальные исследования по изучению резервов силового сопротивления пространственных и других многократно статически неопределимых конструкций. Сформулированы задачи дальнейшего развития работы.

9. Разработаны рекомендации по проектированию ребристо-кольцевых куполов и шатровых оболочек, длинных и коротких цилиндрических оболочек, пологих оболочек двоякой положительной кривизны для покрытий зданий, замкнутых цилиндрических оболочек применительно к пролетным строениям транспортерных галерей. Выполнены обобщения известных приближенных методов расчета и разработаны примеры приближенных расчетов, опубликованные отдельно. Приближенные расчеты рекомендуются на стадии предварительного проектирования для ориентировочного подбора сечений основных элементов и их соединений.

1. Авдонин A.C. Прикладные методы расчета оболочек и тонкостенных конструкций М.: Машиностроение, 1969 - 402с.

2. Александров A.B., Потапов В.Д. Основы теории упругости и пластичности. Учебник для строит, спец. вузов М.: Высш. шк. 1990 - 400с.

3. Александровский C.B. Расчет бетонных и железобетонных конструкций на изменение температуры и влажности с учетом ползучести. М.: Стройиздат, 1973 -432с.

4. Амбарцумян С.А. Общая теория анизотропных оболочек. М.: Наука, 1974 - 446с.

5. Андреев О.О. Комплекс программ для расчета строительных конструкций // Тр. ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко, 1973, вып. 32, с.5-12.

6. Арленинов Д.К., Пятикрестовский К.П., Соловьев И.Н. Пространственное покрытие из клееной древесины. «На стройках России», 1987, № 12, с. 11-14.

7. Аргирис Дж., Келси С. Расчет фюзеляжей произвольного поперечного сечения и произвольного закона изменения сечений вдоль оси. В кН.: Современные методы расчета сложных статически неопределимых систем. JI., Судпромгиз, 1961, с.421-653.

8. Арутюнян H.X. Колмановский В.Б. Теория ползучести неоднородных тел. М.: Наука, 1983-336с.

9. Ахвледиани H.B. Несущая способность железобетонных арок и оболочек -покрытий некоторых типов: Автореф. дис. на ст. доктора техн. наук. Тбилиси, 1962. -13 с.

10. Ахвледиани Н.В. О несущей способности пологих оболочек покрытий двоякой кривизны. В кн. Исследования по теории сооружений. - М., Госстройиздат, 1962, Вып. 11.

11. Ахвледиани Н.В. Расчет железобетонных куполов по методу предельного равновесия. В кн. Исследования по теории сооружений. - М., Госстройиздат, 1961, вып. 10.

12. Ашкенази Е.К. Анизотропия древесины и древесных материалов. М.:Стройиздат, 1978-220с.

13. Ашкенази Е.К. Прочность анизотропных древесных и синтетических материалов. -М.: Лесная промышленность, 1966 166с.

14. Байков В.Н., Сигалов Э.Е. Железобетонные конструкции, Общий курс. М.: Стройиздат, 1977 - 767с.

15. Байков В.Н. и др. Железобетонные конструкции. Специальный курс. М.: Стройиздат, 1979.

16. Байков В.Н., Хампе Э., Рауэ Э. Проектирование железобетонных тонкостенных пространственных конструкций: Учебное пособие для вузов. М.: Стройиздат, 1990 -232с.

17. Бартенев B.C. Практический способ расчета оболочек положительной гауссовой кривизны на прямоугольном плане / B.C. Бартенев // Тонкостенные железобетонные пространственные конструкции. М.: Стройиздат, 1970.

18. Белянкин Ф.П., Яценко В.Ф. Деформативность и сопротивляемость древесины, как упруго-вязко-пластического тела. Киев: Изд. АН УССР, 1957 - 200с.

19. Белянкин Ф.П., Яценко В.Ф. Прочность и деформативность деревянных стержней при центральном, внецентренном сжатии и чистом изгибе. Киев: Изд. АН УССР, 1960-85с.

20. Белянкин Ф.П. Длительное сопротивление дерева. ОНТИ. М. - Л.: Госстройиздат, 1934-39с.

21. Белянкин Ф.П. Метод расчета деревянных конструкций по предельным состояниям и задачи исследования длительной сопротивляемости древесины. В кн. : Исследования прочности и деформативности древесины. М., 1956, с. 3-20.

22. Бойко М.Д. Влияние температурно-влажностного состояния древесины на ее прочность. М. - JI. - Госиздат по строительству и архитектуре, 1952 - 96с.

23. Бондаренко В.М. Некоторые вопросы нелинейной теории железобетона. Харьков: Изд.ХГУ. 1968-323с.

24. Бондаренко В.М., Тимко И.А., Шагин A.JI. Расчет железобетонных плит и оболочек методом интегрального модуля деформаций. Харьков: Изд. ХГУ, 1967 -87с. ,

25. Бондаренко В.М., Бондаренко С.В, Инженерные методы нелинейной теории железобетона. М.: Стройиздат, 1982 - 287с.

26. Бондаренко В.М., Бакиров P.O., Назаренко В.Г., Римшин В.И. Железобетонные и каменные конструкции. М.: «высшая школа», 2002 - 876с.

27. Бондаренко В.М. Колчунов Вл.И. Расчетные модели силового сопротивления железобетона. Изд-во Ассоциации строительных вузов. М. 2004 472с.

28. Большаков В.В. Развитие деревянных конструкций в Советском Союзе за 40 лет. -Изв. Вузов. Строительство и архитектура, 1959, № 3, 78-96с.

29. Быковский В.Н. Сопротивление материалов во времени с учетом статических факторов. М.: Госстройиздат, 1958 - 149с.

30. Быковский В.Н. Применение механики упруго-вязких тел к построению теории сопротивления древесины с учетом фактора времени. В кн.: Исследования прочности и деформативности. М.: Госстойиздат, 1956 - 32-41с.

31. Вагнер Г.О. Балка с весьма тонкой стенкой. В сб. переводов ЦАГИ под ред. А.А.Уманского и П.М.Знаменского. -М. 1937, с.58-117.

32. Вайнберг Д.В., Синявский A.JI. Расчет оболочек. Киев: Госстройиздат УССР, 1961 - 119с.

33. Варданян Г.С., Андреев В.И., Атаров Н.М., Горшков A.A. Сопротивление материалов с основами теории упругости и пластичности. М.: Изд-во АСВ, 2011 — 586с.

34. Васильков Б.С. Расчет оболочек с несимметричным контуром. М.: Госстройиздат, 1962- 122с.

35. Виноградов Г.Г. Расчет строительных пространственных конструкций. Л., Стройиздат, 1960 - 8-11с.

36. Власов В.З. Строительная механика тонкостенных пространственных систем. М.: Стройиздат, 1949-435с.

37. Власов В.З. Общая теория оболочек. М., JL: Гос.изд.тех. - теор.лит., 1949 - 734с.

38. Власов В.З. Избранные труды. М.: Изд. АН СССР, 1962, т.1 - 528с.

39. Вольмир A.C. Устойчивость деформируемых систем. Наука. М. 1967. 964с.

40. Вольтерра Э. Упругая среда с наследственностью. В кн. Механика. Сб. переводов и обзоров иностранной и периодической литературы. М., 1953, № 1, 6-28с.

41. Гвоздев A.A. Расчет несущей способности конструкций по методу предельного равновесия. М.: Стройиздат, 1949 - 280с.

42. Гвоздев A.A. и др. Инструкция по расчету статически неопределимых железобетонных конструкций с учетом перераспределения усилий. М.: Госстройиздат, 1961 - 111с.

43. Гениев Г.А., Пятикреетовский К.П. Вопросы длительной и динамической прочности анизотропных конструкционных материалов (брошюра). ГУП ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко, М. 2000г. 38с.

44. Гениев Г.А., Мамаева Г.В., Пятикреетовский К.П. Моделирование процесса деформирования и расчет прочности деревянных элементов при циклических нагружениях. Журнал «Сейсмостойкое строительство. Безопасность сооружений» ВНИИНТПИ 2004г., №3 с. 11-14.

45. Гениев Г.А., Колчунов В.И., Клюева Н.В., Никулин А.И., Пятикреетовский К.П. Прочность и деформативность железобетонных конструкций при запроектных воздействиях.: Научное издание. -М.: Изд-во Ассоциации строительных ВУЗов. 2004. 216с.

46. Гольденвейзер A.J1. Теория упругих тонких оболочек. М.: Наука, 1976 - 512с.

47. Гольденблат И.И., Николаенко H.A. Теория ползучести строительных материалов и ее приложения. М.: Госстройиздат, 1960 - 256с.

48. Городецкий A.C. Расчет пространственных тонкостенных конструкций методом конечного элемента. В кн.: ЭВМ в исследовании и проектировании объектов строительства. Киев. Буд1вельник, 1973.

49. Губенко А.Б. Клееные деревянные конструкции в строительстве. Проектирование, расчет и применение. М.: Госстройиздат, 1957 - 240с.

50. Губенко А.Б. Строительные конструкции с применением пластмасс. М.: Стройиздат, 1970 - 323с.

51. Даревский В.М. К теории цилиндрических оболочек. ПММ, 1951, т.ХУ, вып. 5, 531-562с.

52. Денеш Н.Д. Прочность деревянных элементов конструкций покрытий при основных эксплуатационных воздействиях. : Дис. канд.тех.наук. М.; 1987. - 207с.

53. Деревянные клееные конвейерные галереи калийных комбинатов. Чертежи технических решений, шифр 01531-9/35. Альбом I. Госгорхимпроект, ЦНИИСК им.Кучеренко, ПИ-I. М., 1971.

54. Дмитриев П.А., Кондаков А.Г. Натурные испытания клеефанерной панели покрытия. Научн.техн.реф.сборник, ЦНИИСК, 1979, серия 8, вып. 11, 43-47с.

55. Дмитриев П.А., Кондаков А.Г., Стрижаков Ю.Д. Клеефанерная плита кровли для структурных конструкций: Информ. листок о научно-техническом достижении. -Новосибирск: ЦНТИ, 1982, №39-82 Зс.

56. Еремеев П.Г., Арончик А.Б. Исследования работы тонкого металлического листа на сдвиг Строительная механика и расчет сооружений, 1982, №4, 29-33 с.

57. Еремеев П.Г. Пространственные тонколистовые металлические конструкции покрытий. Изд-во АСВ. М. 2006г. 560с.

58. Жаданов В.И., Савойский В.М., Стрижаков Ю.Д. Опыт изготовления клеефанерных плит с длиной на пролет. В кн,: Пространственные конструкции в Красноярском крае. Красноярск, КПИ, 1985 - 172-179с.

59. Жуковский Э.З. Система типов оболочек как метод образования новых конструктивных схем. В кн. Составные железобетонные оболочки. Изд. МНИИТЭП.М. 1983.

60. Журков С.Н., Томашевский Э.Е. Временная зависимость прочности при различных режимах нагружения. В кн.: Некоторые проблемы прочности твердого тела. M.:JL: Изд.физ.-тех.инс., 1959, 68-75с.

61. Знаменский Е.М. К изучению ударной прочности древесины. В кн.: Исследования прочности и деформативности древесины. М., Госстройиздат, 1956, 141-157с.

62. Знаменский Е.М. К нормированию расчетных сопротивлений конструкционной древесины. В кн.: Исследование зависимости прочности деревянных конструкций от технологии их изготовления. Сб.научн.тр. - М., 1982 - 28-36с.

63. Знаменский Е.М. Об учете характера и длительности действия нагрузок при нормировании расчетных сопротивлений древесины. В кн.: Несущие деревянные конструкции: Сб.научн.тр. - М., 1981 - 5-21с.

64. Знаменский Е.М., Пятикрестовский К.П., Горбатова Н.И. Современное состояние зарубежных и отечественных норм проектирования деревянных конструкций. Обзор, М., ВНИИИС, 1982г.

65. Иванов A.M. Упругое последействие воздушно-сухой сосны при сжатии, растяжении, скалывании и поперечном изгибе. Автореф.дисс. на соиск. учен.степ.канд.техн.наук. - Воронеж, 1952 - 19с.

66. Иванов Ю.М. О предельных состояниях деревянных элементов, соединений и конструкций. -М.: Стройиздат, 1947- 198с.

67. Иванов Ю.М. Предел пластического течения. М., JL: Госстройиздат, 1941 - 199с.

68. Иванов Ю.М. Современное состояние исследований длительного сопротивления древесины. В кн.: Исследования прочности и деформативности древесины. М.: Госстройиздат, 1956 - 42-55с.

69. Иванов Ю.М., Баженов В.А. Исследования физических свойств древесины (эластичность, воздухопроницаемость, давление набухания). М.: Изд. Ак. наук СССР, 1959-75с.

70. Иванов Ю.М. Длительная несущая способность деревянных конструкций. Изв. вузов. Строительство и архитектура, 1972, № 11, 6-12с.

71. Иванов Ю.М. Анализ коэффициента безопасности деревянных конструкций, Изв. вузов. Строительство и архитектура, 1975 - 6-11с.

72. Иванов Ю.М. Последействие в древесине конструкционных элементов. -Изв. вузов. Строительство и архитектура, 1977, № 1, 24-32с.

73. Иванов Ю.М. Области упругого и неупругого деформирования древесины и фанеры. Изв. вузов. Строительство и архитектура, 1979, № 12, 17-22с.

74. Иванов Ю.М. Учет влияния температуры в расчетах деревянных конструкций. -ИВУЗ, Строительство и архитектура, 1981, № 11, 13-18с.

75. Иванов Ю.М. Температурно-временная закономерность прочности древесины. -ИВУЗ, Лесной журнал, 1982, № 5.

76. Карлсен Г.Г., Большаков В.В., Каган М.Е., Свенцицкий Г.В. Курс деревянных конструкций, ч. II. Стройиздат Наркомстроя, 1943 633с.

77. Карлсен Г.Г., Большаков В.В., Каган М.Е., Свенцицкий Г.В. Курс деревянных конструкций, Госстройиздат, M.-J1. 1952 758с.

78. Карлсен Г.Г. и др. Конструкции из дерева и пластмасс. М. Стройиздат. 1975 688с.

79. Кассандрова О.Н., Лебедев В.В. Обработка результатов наблюдений. М.:Наука, 1970-99с.

80. Качанов JI.M. Теория ползучести. Физматгиз. М. 1960. 455 - с.

81. Кашкаров К.П. Куполы. Справочник проектировщика промышленных сооружений. Деревянные конструкции. - М.: Л.: Госстройиздат, 1937- 583-604с.

82. Кашкаров К.П. Длительное сопротивление древесины. - В кн.: Исследования прочности и деформативности древесины. М., Госстройиздат, 1956, 68-92с.

83. Квасников Е.Н. Вопросы длительного сопротивления древесины и конструктивных элементов из дерева и слоистых пластиков: Автореф.дис.на степень доктора техн.наук. Л., 1973 - 49с.

84. Колтунов М.А. Ползучесть и релаксация. М.: Высшая школа, 1976 - 277с.

85. Колчунов В.И., Панченко Л.А. Расчет составных тонкостенных конструкций. М. -1999-281с.

86. Колчунов В.И., Пятикрестовский К.П., Клюева Н.В. Пространственные конструкции покрытий. Курсовое и дипломное проектирование. Учебное пособие. М.: изд-во АСВ, 2008. 352 с, 122 ил.

87. Коченов В.М., Ершов П.Н. Дерево как заменитель металла и железобетона. М.,Л. Стандартгиз. 1935 -44с.

88. Коченов В.М. Экспериментально-теоретические исследования деревянных конструкций. -М. -Л.: ГОНТИ, 1938 238с.

89. Коцегубов В.П. Некоторые вопросы долговременного сопротивления древесины сосны сжатию вдоль волокон. В кн.: Исследования прочности и деформативности древесины. М., Госстройиздат, 1956- 127-140с.

90. Крылов С.М. Перераспределение усилий в статически неопределимых железобетонных конструкциях. М.: Стройиздат, 1984 - 168с.

91. Кун Р. Расчет оболочек в самолетостроении. -М: Оборонгиз, 1961 306с.

92. Леннов В.Г. Исследование прочности и деформативности древесины сосны под действием длительной нагрузки применительно к теории расчета элементов деревянных конструкций, Автореф.дис.на степень доктора техн.наук, -Л., 1958 55с.

93. Леннов В.Г. Исследование сопротивления сосны с учетом фактора времени. В кн.: Исследования прочности и деформативности древесины. М., Госстройиздат, 1956 -93-106с.

94. Леонтьев Н.Л. Влияние влажности на физико-механические свойства древесины. -М.: Гослесбумиздат, 1962 114с.

95. Леонтьев Н.Л. Длительное сопротивление древесины. М., Л.: Гослесбумиздат, 1957- 132с.

96. Леонтьев Н.Л. Упругие деформации древесины. М.: Гослесбумиздат, 1952 - 120с.

97. Лехницкий С.Г. Анизотропные пластинки. М.: Гостехтеориздат, 1957 - 463с.

98. Липницкий М.Е. Купола (расчет и проектирование). Л.: Стройиздат, 1973 - 129с.

99. Липницкий М.Е., Горенштейн Б.В., Виноградов Г.Г. Железобетонные пространственные покрытия зданий. Л.:М.: Стройиздат, 1965 - 474с.

100. Липницкий М.Е., Абрамович Ж.Р. Железобетонные бункера и силосы. -Л.: Стройиздат. 1967.

101. Юб.Лукаш П.А. Основы нелинейной строительной механики. М.: Стройиздат, 1978 -208с.

102. Ю7.Лукаш П.А. Расчет пологих оболочек и плит с учетом физической и геометрической нелинейности. В кн. Расчет конструкций, работающих в упруго-пластической стадии. М., Госстройиздат, 1961.

103. Макаров Г.П. Прочность и деформативность фанеры в несущих строительных конструкциях от действия кратковременных и длительных нагрузок при растяжении, сжатии и изгибе. Автореф.дис. на степень канд.тех.наук. М., 1981 - 22с.

104. Макаров Г.П. Влияние длительного нагружения на прочностные и упругие свойства фанеры. В сб. трудов МИСИ им. В.В.Куйбышева, № 186 «Вопросы прочности, долговечности и деформативности древесины и конструкционных пластмасс» -М., 1981, с.70-80.

105. Ю.Макаров Г.П. Прочность и деформативность фанерных элементов при плоском напряженном состоянии. В сб. трудов МИСИ им. В.В.Куйбышева, № 186 «Вопросы прочности, долговечности и деформативности древесины и конструкционных пластмасс» -М., 1981, с.55-70.

106. Милейковский И.Е.Долчунов В.И., Соколов A.A. Рекомендации по выбору расчетных схем и методов расчета оболочек покрытий// Учебное пособие,- М.: МИСИ им. В.В.Куйбышева, БТИСМ им. И.А.Гришманова, 1987 177с.

107. Милейковский И.Е.Долчунов В.И., Соколов A.A. Алгоритмы, программы и примеры расчета оболочек покрытий. -М. ЦНИИСК им. В.А.Кучеренко, БТИСМ им.И.А.Гришманова,1989 269с.

108. Нелинейные задачи расчета оболочек покрытий. Авт. Милейковский И.Е., Райзер В.Д., Достанова С.Х., Кашаев Р.И. М., Стройиздат, 1976. 145с.

109. И.Новожилов В.В. Теория тонких оболочек. -JL: Судпромиздат, 2-ое переработанное издание, 1962 431 с.

110. Новожилов В.В. Основы нелинейной теории упругости. Л.:М.: Гостехиздат, 1943 -211с.

111. Павилайнен В.Я. Расчет оболочек многоволновых систем. М. Л. Стройиздат, 175 - 134с.

112. Павилайнен В.Я. Практические методы расчета оболочек положительной гауссовой кривизны с прямоугольным планом. Доклад на международном симпозиуме ИАСС в Ленинграде, сентябрь 1966.

113. Павилайнен В.Я. Безмоментное напряженное состояние непологих оболочек переноса, Тр. конф. по теор. пластин и оболочек, Казанский гос. Ун-т, Казань, 1961, 254-264.

114. Папкович П.Ф. Строительная механика корабля. -Л.: Судпромиздат, 1941, ч. II -815с.

115. Папкович П.Ф. Труды по строительной механике корабля. -Л.: Судпромгиз, 1963, т.; -551с.

116. Пастернак П.Л. Оболочки двоякой кривизны в гражданском и промышленном строительстве. Известия АСиА СССР, 1960, № 3.

117. Пастернак П.Л., Антонов К.К., Дмитриев С.А. и др. Железобетонные конструкции: Специальный курс. М., Госстройиздат, 1961.

118. Перельмутер A.B., Сливкер В.И. Расчетные модели сооружений и возможность их анализа. М.: ДМК Пресс, 2007 - 600с., илл. (Серия «Проектирование»),

119. Перельмутер A.B., Сливкер В.И. Устойчивость равновесия конструкций и родственные проблемы. Т.1., Т.». М.: Издательство СКАД СОФТ 2010 - 704с, 672с.

120. Петрова А.Д. Работа на перекашивание тонких листов обшивки самолетов. -Технические заметки ЦАГИ, М.,1937, № 146, 1-39с.

121. Питлюк Д.А. Испытание строительных конструкций на моделях. М.: Стройиздат, 1971 -160с.

122. Плешков П.Ф. К вопросу о допустимых напряжениях для гнутых досок. Проект и стандарт, 1935, №., 33-34с.

123. Пономаренко A.M. Работа деревянных панелей, настилов для пространственных конструкций при сдвигающих усилиях. Дис. на ст. канд.техн. наук. -М. 1992. 228с.

124. Пособие по проектированию конструкций производственных зданий, подвергающихся динамическим воздействиям. М. ЦНИИСК им.Кучеренко. 1989г. -125с.

125. Постнов В.А. Численные методы расчета судовых конструкций. -JL: Судостроение, 1977-393с.

126. Прокопович И.Е., Зедгенидзе В.А. Прикладная теория ползучести. М.: Стройиздат, 1980-240с.

127. Пшеничнов Г.И. Теория тонких упругих сетчатых оболочек и пластинок. М.: Наука, 1982-352с.

128. Пятикрестовский К.П., Хлебной Я.Ф. Турковский С.Б. Натурные экспериментальные исследования сборной оболочки из клееной древесины. В сборнике «Пространственные конструкции в Красноярском крае», вып. XIII, Красноярск, 1980г.

129. Пятикрестовский К.П., Щепеткина Е.Н: Исследование модели купольного покрытия из клееной древесины и фанеры. Сборник «Пространственные конструкции в Красноярском крае», Красноярск, КПИ, 1982г., с 121-133.

130. Пятикрестовский К.П., Хунагов Х.С. Исследование шатровой оболочки из клееной древесины и фанеры при несимметричных нагрузках. ВНИИИС. Экспресс информация. Строительство и архитектура. Серия И, вып. 3,1983г.

131. Пятикрестовский К.П. Пространственные деревянные конструкции. В книге Состояние и перспективы исследований в области деревянных строительных конструкций. М. ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко, 1983г. с. 49-65.

132. Пятикрестовский К.П., Хунагов Х.С. Расчет шатровой оболочки из древесины с учетом физической нелинейности. ВНИИИС. Экспресс информация. Строительство и архитектура. Серия 10, Инженерно-теоретические основы строительства. 1984г. вып, 11с. 2-7.

133. Пятикрестовский К.П., Соловьев И.Н. Исследование модели покрытия в виде короткой цилиндрической оболочки из древесины. В книге Исследования в области деревянных конструкций. М. ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко, 1985г. с. 42-53.

134. Пятикрестовский К.П. К вопросу о проектировании большепролетных куполов с применением клееной древесины. В книге Пространственные конструкции здании сооружений. Вып. 5. М. Стройиздат. 1986г.

135. Пятикрестовский К.П., Турковский С.Б. Крытый рынок с куполом из клееной древесины. На стройках России 1987, № 7, с 16-17

136. Пятикрестовский К.П., Турковский С.Б. Покрытие цеха из деревянных клееных конструкций. На стройках России, 1988, № 2, с 48-50.

137. Пятикрестовский К.П., Хунагов Х.С. Нелинейный расчет с учетом податливости соединений конструкций из древесины. Известия Орловского государственного технического университета. Строительство, транспорт, №4/13, Орел, 2006, стр.92-102.

138. Пятикрестовский К.П. Пространственные конструкции из цельной древесины. Сборник трудов. Рациональные типы деревянных конструкций для сельского строительства. Передовой опыт. Якутск, 1989г. с. 44-53.

139. Пятикрестовский К.П., Соловьев И.Н. Исследование особенностей работы блок-контейнера из древесины и ЦСП на монтажные нагрузки. Исследования по строительным конструкциям. Сборник научных трудов / ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко. М. 1989г, с. 101-108

140. Пятикрестовский К.П., Хунагов Х.С. Использование метода интегральных оценок для нелинейного расчёта статически неопределимых деревянных конструкций.

141. Труды международной научно-технической конференции «Вычислительная механика деформируемого твёрдого тела» в 2 томах. Т.2, с.341-344. М, МИИТ, 2006.

142. Пятикрестовский К.П., Соловьёв И.Н. Экспериментально-теоретические исследования коротких цилиндрических оболочек из клеёной древесины на крупномасштабной модели. Часть I. «Строительная механика и расчёт сооружений», М, 2006, №2 с.39-45.

143. Пятикрестовский К.П., Соловьёв И.Н. Экспериментально-теоретические исследования коротких цилиндрических оболочек с применением клеёной древесины на крупномасштабной модели (часть 2). «Строительная механика и расчёт сооружений», М, 2006, №3 с.50-54.

144. Пятикрестовский К.П., Лебедева И.В. Исследования живучести панели и цилиндрических оболочек из дерева на статические и динамические запроектные воздействия. «Строительная механика и расчет сооружений», М.: 2007, №2, с.56-61

145. Пятикрестовский К.П., Черных О.Г. Исследования замкнутой цилиндрической оболочки из клееной древесины и фанеры. Строительная механика и расчет сооружений. М.: 2007, №5, с.72-84

146. Пятикрестовский К.П., Черных О.Г. Исследования совместной работы обшивок и каркаса замкнутой цилиндрической оболочки из клееной древесины и фанеры. Строительная механика и расчет сооружений. М.: 2007, №6, с.73-80

147. Пятикрестовский К.П., Черных О.Г. Результаты испытаний модели пролетного строения транспортерной галереи в виде замкнутой цилиндрической оболочки. Пространственные конструкции зданий и сооружений. Вып. 11, М., 2008г. с.108-121.

148. Пятикрестовский К.П., Соколов Б.С., Черных О.Г. Нелинейный расчет замкнутой цилиндрической оболочки из древесины и фанеры при кратковременном действии запроектных нагрузок. Строительная механика и расчет сооружений. М.: 2008, № 3, с.27-31.

149. Пятикрестовский К.П. Расчет ребристых пространственных конструкций из древесины и фанеры на длительные нагрузки. Строительная механика и расчет сооружений. М.: 2008, №5, с.42-48

150. Пятикрестовский К.П. Расчет времени безотказной работы цилиндрической оболочки покрытия из клееных деревянных ребер и дощатого настила. Вестник отделения строительных наук, вып. 13, Москва-Орел: РААСН, АСИ Орел ГТУ, 2009, с.258-269

151. Пятикрестовский К.П., Соколов Б.С. Численные исследования поведения во времени при постоянной нагрузке цилиндрической оболочки с каркасом из клееной древесины с настилом из досок. Строительная механика и расчет сооружений. М.: 2009, №2, с.32-36

152. Пятикрестовский К.П. Исследование резервов силового сопротивления и материалоемкости пространственных конструкций из древесины. Вестник ЦНИИСК «Исследования по теории сооружений». Вып.1, 2009 г. с. 123-146.

153. Пятикрестовский К.П., Соколов Б.С. Численные исследования напряженно-деформируемого состояния модели шатрового покрытия при длительных ступенчато возрастающих нагрузках. Строительство и реконструкция. Известия, Орел ГТУ, 2009 с.33-38.

154. Пятикрестовский К.П. Вопросы расчета длительной прочности пространственных конструкций из анизотропных материалов. Морские интеллектуальные технологии №1,2010, с.35-38.

155. Пятикрестовский К.П., Степура А.П. Разработка и исследование конструкций хранилища для семенного зерна. Строительство и реконструкция. Известия ОРЕЛ ГТУ, №3(29), 2010 , с.31-38.

156. Пятикрестовский К.П., Хунагов Х.С. Обоснование зависимости между интенсивностями напряжений и деформаций для нелинейного расчета деревянных конструкций. Строительная механика и расчет сооружений. М. 2011, № 1, с. 62-69.

157. Пятикрестовский К.П., Соколов Б.С. Вопросы напряженно-деформированного состояния обшивок ребристых многогранных покрытий из древесины. Строительная механика и расчет сооружений. М.2011, №3, с. 45-50.

158. Работнов Ю.Н. Ползучесть элементов конструкций. М.: Наука, 1966 - 752с.

159. Работнов Ю.Н. Элементы наследственной механики твердых тел. Главная редакция физико-математической литературы издательства «Наука»,- М. 1977 384с.

160. Работнов Ю.Н. Механика деформируемого твердого тела. М. Наука. Главная редакция физико-математической литературы, 1979 -744с.

161. Рабинович А.И. Учет влияния начальных напряжений в гнутых элементах деревянных конструкций. Проект и стандарт, 1935, №7, с. 30-33.

162. Райзер В.Д. Расчет пологих оболочек на прямоугольном плане. «Строительное проектирование промышленных предприятий», 1962, № 2.

163. Рекомендации по испытанию деревянных конструкций. М.: Стройиздат, 1976 -32с.

164. Рекомендации по испытанию соединений деревянных конструкций. М.: Стройиздат, 1981 - 40с.

165. Рекомендации по проектированию деревянных клееных куполов для покрытий залов общественных зданий. Авторы В.И.Травуш, С.М.Жак, С.М.Строганова и др. М. ЦНИИЭП им. Б.С.Мезенцева, 1989 132с.

166. Ренский А.Б., Баранов Д.С., Макаров P.A. Тензометрирование строительных конструкций. М.: Стройиздат, 1977 - 239с.

167. Ржаницын А.Р. Некоторые вопросы механики систем, деформирующихся во времени. М.: Гостехиздат, 1949 - 252с.

168. Ржаницын А.Р. Предельное равновесие пластинок и оболочек. М.: Наука, 1983 -288с.

169. Ржаницын А.Р. Составные стержни и пластинки. М.: Стройиздат, 1986 - 915с.

170. Ржаницын А.Р. Теория ползучести. М.: Стройиздат, 1968 - 416с.

171. Ржаницын А.Р. Теоретические предпосылки к построению методов расчета деревянных конструкций во времени. В кн.: Исследования прочности и деформативности древесины. - М., Госстройиздат, 1956 - 21-31с.

172. Ржаницын А.Р. Строительная механика. М.: Высшая школа. 1982 - 400с.

173. Ржаницын А.Р. Предельное равновесие пластинок и оболочек. М.: Наука. 1983 -288с.

174. Розовский М.И. Некоторые вопросы механики систем, деформирующихся во времени. Автореф.дис.на степень докт. Физ.-мат.наук. Днепропетровск, 1957 23с.

175. Ромашевский А.Ю., Зотов А.Ф. Экспериментальное исследование деревянных фюзеляжей. Технические отчеты ЦАГИ, 1941, № 1, 4-39с.

176. Рудых Г.Н., Соколова В.Т. Формулы для расчета устойчивости каркасированной цилиндрической круговой оболочки при осевом сжатии и распределенном по боковой поверхности давлении. Труды ЦАГИ, м„ 1970, вып. 1176, 1-38с.

177. Руководство по проектированию железобетонных пространственных конструкций покрытий и перекрытий. М.: Стройиздат, 1979 - 423с.

178. Руководство по проектированию транспортерных галерей. М.: Стройиздат, 1979 -105с.

179. Руководство по определению экономической эффективности повышения качества и долговечности строительных конструкций. НИИЖБ Госстроя СССР. М.: Стройиздат, 1981 -56с.

180. Свенцицкий Г.В. Деревянные конструкции. Состояние и перспективы развития. -Госстройиздат, 1962 116с.

181. Секерж-Эенькович Я.И. К расчету устойчивости листа фанеры, как анизотропной пластинки. «Труды ЦАГИ», №76, 1931.

182. Слицкоухов Ю.В. Пятикрестовский К.П. Хунагов Х.С. Метод интегральных оценок при расчете пространственных конструкций из клееной древесины и фанеры. Известия ВУЗов. Строительство и архитектура 1986. № 12, с 6-10.

183. Смирнов А.Ф., Александров A.B., Лащенников Б.Я., Шапошников H.H. Строительная механика. Стержневые системы. М.: Стройиздат, 1981 -412с.

184. Смирнов А.Ф., Александров A.B., Лащенников Б.Я., Шапошников H.H. Строительная механика. Тонкостенные пространственные системы. М.: Стройиздат, 1983-488с.

185. СН 261-77 Инструкция по проектированию элеваторов, зерноскладов и других предприятий, зданий и сооружений по хранению зерна. -М. Стройиздат. 1972 с.115.

186. СНиП 2.01.07-85 «Нагрузки и воздействия»». -М.: Стройиздат, 1988 36с.

187. СНиП П-25-80. Нормы проектирования, Деревянные конструкции. М.: Стройиздат, 1982 - 65с.

188. Стандарт организации. Деревянные клееные и цельнодеревянные конструкции. Методы проектирования и расчета. СТ036554501-002-2006. М. 2006. 74с.

189. Современные пространственные конструкции (железобетон, металл, дерево, пластмассы): Справочник /Ю.А.Дыховичный, Э.З.Жуковский, В.В.Ермолов и др. Под ред. Ю.А.Дыховичного, Э.З.Жуковского. М. Высш. Школа. 1991 - 543с.

190. Справочное руководство по древесине (перевод с английского Я.П.Горелика, Т.В.Михайловой). М.: Лесная промышленность, 1979 544с.

191. СП 52-117-2008. Железобетонные пространственные конструкции покрытий и перекрытий, часть 1. Методы расчета и конструирования. М., ФГУП «НИЦ» Строительство, 2008.

192. Попов H.H., Расторгуев Б.С. Динамический расчет висячих конструкций. Изд-во литературы по строительству и архитектуре. М. 1966. 83с.

193. Стельмах С.И., Хайдуков Г.К. Рекомендации по исследованию железобетонных пространственных конструкций на моделях. В кн. Пространственные конструкции зданий и сооружений. -М.: Стройиздат, вып.1, с. 164-181.

194. Тимошенко С.П., Войновский-Кригер С. Пластинки и оболочки. М.: Физматгиз, 1963-460с.

195. Турковский С.Б., Саяпин В.В. Исследование, монтажных узловых соединений клееных конструкций. В кн.: Несущие деревянные конструкции. - М.: ЦНИИСК им. Кучеренко, 1981.

196. Турковский С.Б. Разработка и экспериментальные исследования несущих деревянных конструкций на основе соединений с наклонно вклеенными связями. Дис. на степень докт.техн.наук. М. 2001 79с.

197. Указания по применению деревянных конструкций в условиях химически агрессивной среды. Под редакцией Ю.М.Иванова, В.П.Гусева. М.: Стройиздат, 1966 - 47с.

198. Улитин В.В. Физически нелинейный анализ устойчивости конструкций. ООО «ГИОРД». 2007 96с.

199. Фаерберг И.М. Экспериментальное исследование работы фанерной обшивки, подкрепленной стрингерами при сжатии Труды ЦАГИ. М., 1939, вып. 404, 1-27с.

200. Федотов K.M., Линьков И.М., Ковальчук Л.М. и др. Клеефанерные оболочки покрытий транспортерных галерей калийных комбинатов промышленное строительство, 1976, № 12, 5-6с.

201. Филин А.П. Современные проблемы использования ЭЦВМ в механике твердого деформируемого тела. -Л.: Стройиздат, 1974 73с.

202. Фрайфельд С.Е. Об исходных предпосылках уравнений механического состояния реальных материалов. Тр.ХИСИ, Харьков, 1955, вып. 4, Изд. ХГУ, 32-34с.

203. Фрайфельд С.Е. Теория железобетона и его расчет. Новый метод исследования напряженного состояния элементов, подверженных изгибу. Харьков: Гостехиздат УССР, 1934-84с.

204. Фрейдин A.C., Вуба К.Т. Прогнозирование свойств клеевых соединений древесины. М.: Лесная промышленность, 1980 - 223с.

205. Хайдуков Г.К. Расчет по предельным состояниям ступенчато-вспарушенных (шатровых) панелей. М.: Госстройиздат, 1960 -111с.

206. Хайдуков Г.К., Пятикрестовский К.П., Качановский Е.К. Исследование сборной оболочки покрытия размерами 102x102 м в плане. Бетон и железобетон, 1976, №3.

207. Хертель Г. Тонкостенные конструкции. М.: Машиностроение, 1965 - 527с.

208. Хлебной Я.Ф. К расчету оболочек, имеющих форму выпуклых многогранников. -В кн.: Тонкостенные железобетонные пространственные конструкции зданий и сооружений. М. Стройиздат, 1970, 187-195с.

209. Хлебной Я.Ф. Пространственные железобетонные конструкции. Расчет и конструирование. М.: Стройиздат, 1977 - 223с.

210. Хлебной Я.Ф. Состояние и основные направления развития деревянных конструкций. В кн.: Эффективное использование древесины и древесных материалов в современном строительстве. - М.: Стройиздат, 1980 - 9-15с.

211. Хлебной Я.Ф., Касабьян Л.В., Пятикрестовский К.П. и др. Применение клееной древесины в пространственных покрытиях зданий. Промышленное строительство. № 8, 26-29с.

212. Хлебной Я.Ф., Пятикрестовский К.П. Исследование несущей способности оболочек с проемами. Пространственные конструкции зданий и сооружений. М. 1975, вып. 2.

213. Хрулев В.М. Долговечность клееной древесины. М.: Лесная промышленность, 1971 - 160с.

214. Хунагов Х.С. Напряженно-деформированное состояние шатровой оболочки из клееной древесины и фанеры при несимметричных длительно действующих нагрузках. Дисс.канд.техн.наук. М., 1984 - 165с.

215. Черных О.Г. Разработка и исследование пространственной конструкции транспортерных галерей химических производств. Дисс. на степень канд. тех. Наук. -М. 1983, с.276.

216. Шапиро A.B., Лобанов Н.Д., Черный A.C. Сборная железобетонная оболочка положительной кривизны размером 102x102 м в Челябинске//Бетон и железобетон. 1973, №7.

217. Шугаев В.В. Инженерные методы в нелинейной теории предельного равновесия оболочек. М.: Готика, 2001, - 368с.

218. Шугаев В.В., Пятикрестовский К.П., Базаров A.A. Исследование складчатого пространственного покрытия на моделях. В кн. Пространственные конструкции зданий и сооружений. М. Стройиздат, 1977, вып. 3.

219. Щепеткина E.H. Экспериментальное и теоретическое исследование напряженно-деформированного состояния новых конструкций куполов из клееной древесины: Автореф.дис.на степень канд тех.наук. М., 1981 - 17с.

220. Пятикрестовский К.П., Пономаренко A.M. Строительная панель. Авторское свидетельство № 1789626 от 22.09.1992г.

221. Пятикрестовский К.П., Ломакин А.Д Курганский В.Г. Романов A.A. Деревянная стена. Авторское свидетельство № 1263778 от 15.06.86. Опубликована в БИ № 38 от 15.10.86. .

222. Пятикрестовский К.П., Хлебной Я.Ф., Кривцова Г.В. Пространственное покрытие. Авторское свидетельство №613045,1978.

223. A.C. 912815 (СССР). Транспортерная галерея / ЦНИИСК им.В.А.Кучеренко. Авт. изобрет. Хлебной Я.Ф., Черных О.Г., Тимченко И.П., Федотов K.M., заявл. 3.07.802951134/2933. Бюллетень изобретений. 1982, №10, с. 131.

224. Hrennikoff A. Solution of Problems in Elasticity by the Framework Method. Journal of Applied Mechanics. 1941. v. 8. p. A 169-A 175.

225. Meissner E. Uber Elastizität und Festigkeit dunner Schalen. "Vierteljhar. D. Naturforch. Ges" Bd. 60. Zurich. 1915.

226. McHenry D. A lattice analogy the solution of plane stress problems. J.Inst. Civil. Eng. 1943. №24.

227. Pasternak P. Die praktische Berechnung der Biegebeanspruchung in kreisrunden Beehaltern mit gewölbten Boden und Decken und linear veränderlichen Wandstarken. Schweiz. Bauz. Bd. 90.1927.

228. Reissner H. Muller-Breslau-Festschrift. Leipzig.1912.

229. Reitdorf W., Lange W. Schragbandforderbrucke aus Stahlbetonferrtigbauteilen. Bauzeitung, 1954, №16, S. 361-365.

230. Nubular Weldmens Fjrm the Cfre jf an Improved Cjnveyor Gallery-Engineering and Mining Journal, 1967,vol. 168,№3,p. 100-101.

231. Yettram А.1., Hysain H.M. Plane-framework Methods for Plates in Extension-Proceedings of the ASCE. 1966, vol. 92. EM-2. p. 157-168.1. АКТо внедрении результатов научных исследований

232. Проректор по научной работе1. С.Ю. Радченко