WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!


ОАО «НИЦ» Строительство» Центральный научно исследовательский институт строительных конструкций им. В.А. Кучеренко

На правах рукописи

ПЯТИКРЕСТОВСКИЙ Константин Пантелеевич

СИЛОВОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ ПРОСТРАНСТВЕННЫХ ДЕРЕВЯННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ПРИ КРАТКОВРЕМЕННЫХ И ДЛИТЕЛЬНЫХ НАГРУЗКАХ

Специальность 05.23.01 – Строительные конструкции, здания и сооружения

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва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

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ



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

Специфика деревянных конструкций обусловливает своеобразную сферу их при менения зачастую там, где другие материалы не отвечают предъявляемым требовани ям, а именно, легкость материала целесообразно использовать для большепролетных покрытий, потребность в которых в XXI веке все более возрастает. Это особенно акту ально для лесоизбыточных районов Сибири и средней полосы Европейской части Рос сии. Стойкость против коррозии, особенно химической, по сравнению с другими ма териалами обусловливает целесообразность применения древесины для зданий и со оружений химической промышленности, в частности, складов калийных солей и дру гих минеральных удобрений.

Отечественный и зарубежный опыт строительства подтверждает целесообразность применения большепролетных покрытий в виде оболочек производственных, обще ственных 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 по токов при учете конструктивной нелинейности и других факторов значительно увели чиваются живучесть и конструктивная безопасность таких сооружений.

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

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

Экспериментально теоретическое выявление резервов силового сопротивления пространственных конструкций из древесины при неблагоприятных длительно дей ствующих 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 ко торой составляют каркас ребер из клееных элементов массового индустриального из готовления, панели или настилы, совмещающие несущие и ограждающие функции;

соединительные элементы, обеспечивающие совместную работу конструкций.

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

3. Метод расчета силового сопротивления деревянных пространственных на дли тельные воздействия, в том числе запроектные, базирующийся на теории интеграль ного модуля деформаций и использовании критериев длительной прочности ани зотропных материалов.

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

ПРАКТИЧЕСКАЯ ЦЕННОСТЬ И ВНЕДРЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ 1. Разработанные конструктивные решения пространственных конструкций по крытий и инженерных сооружений приводят к снижению материалоемкости деревян ных конструкций от 10 до 25 %, снижению сметной стоимости и трудовых затрат с учетом затрат на изготовление конструкций.

2. Разработаны предложения по нелинейному расчету пространственных деревян ных конструкций с каркасом из клееной или цельной древесины и настилом из досок или панелей, в том числе с тонкими обшивками. Расчет позволяет оценить работу кон струкций в предельных и запредельных состояниях от кратковременных и длительных нагрузок и, тем самым, повысить безопасность и живучесть сооружений с простран ственными 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, Е.Н. Щепеткиной, А.М. Пономаренко, сотрудника НИИЖБ им. А.А. Гвоздева к.т.н. Б.С. Соколова разработаны новые типы пространственных конструкций в виде куполов и шатровых оболочек, оболочек двоякой положительной кривизны на пря моугольном плане, коротких и длинных цилиндрических оболочек. Опытные образ цы этих конструкций построены в Москве (покрытие Дворца Спорта размерами 4279 м на стадионе «Локомотив») и в Московской области (производственное зда ние размерами 2066 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 прямолиней ные клееные элементы, массовое производство которых освоено действующими за водами. Исследованы разные виды обшивок, их крепление к каркасу и соединения элементов конструкций между собой.

4. Исследованы конструкции блок контейнеров на деревянном каркасе для мо бильных жилых зданий системы «Энергетик». Производство блок контейнеров освое но предприятиями Минэнерго СССР с ежегодным объемом выпуска до 10 тыс. штук.

Блок контейнер испытывает воздействия горизонтальных транспортировочных нагру зок, 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 се мян зерновых культур с четырьмя деревянными бункерами вместимостью по 40 т. Вне дрение одного хранилища обеспечивает экономический эффект 13.0 тыс. руб. по срав нению с хранилищем согласно типовому проекту с металлическими бункерами, сто имость 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 результа тов 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 новых пространственных конструкций из клееной и цельной древесины;

б) результаты экспериментальных исследований на моделях и натурных конст рукциях, — позволяющие решить задачу сопряжения клееных и цельных элементов для со здания единой пространственной системы;

— выявляющие характер перераспределения усилий в элементах конструкций при нагрузках, вызывающих появление пластических деформаций в конструкции в ре зультате 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 исполь зованием сдвиговой формы разрушения, характерной для деревянных конструкций;

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

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

на Всесоюзной научно технической конференции «Проблемы модификации дре весины, 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 строи тельстве мобильных зданий», МДНТП им. Ф.Э.Дзержинского (Москва, 1989);

на Всесоюзном научно практическом семинаре «Расчет и компьютерное проек тирование деревянных конструкций» (Владимир, Суздаль, 1991);

на Международном конгрессе МКПК 98 (Москва, 1998);

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

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

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

на XXIII Международной конференции «Математическое моделирование в меха нике 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 моногра фиях, четырех брошюрах и 54 статьях (из общего количества более 110), в том числе из них — в изданиях, рекомендованных Перечнем ВАК России.

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

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

В первой главе излагаются наиболее важные этапы развития деревянных простран ственных 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 спроектирован ных 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 воз ведения 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 простран ственных блоков размером на пролет, которые начаты в 1980 х гг. в НГАСУ г. Новоси бирска под руководством П.А. Дмитриева, а в настоящее время продолжаются в Крас ноярском крае. Значимые работы по проектированию общественных зданий с приме нением 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. Создав шееся критическое состояние удалось выправить благодаря разработкам С.Б. Тур ковского, применившего наклонно вклеенные арматурные стержни сначала для ре монта аварийных из за расслоения клееных деревянных конструкций, а затем разра ботавшего 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 схе мы работы, обеспечивают переход к пространственным системам с высокой конст руктивной безопасностью и живучестью сооружений.

В ряде зарубежных стран также имеется широкий ассортимент изделий из древе сины и приспособлений для их соединения и совершенная база для изготовления кле еных и цельных деревянных конструкций. Созданы многочисленные стыковые соеди нения с применением нового поколения самонарезающих винтов и другие перспек тивные 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 конструк ции; узловые соединения, в действительности обеспечивающие защемление, принима ются шарнирными и др.). В связи с этим, несмотря на накопленный в мировой практике опыт проектирования и возведения большепролетных покрытий в виде оболочек, име ется 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 пространствен ных конструкций из железобетонных и клееных деревянных элементов массового из готовления — прямолинейных и криволинейных брусьев, образующих каркас оболо чек 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 уча стием автора, а затем автором самостоятельно проведены разработки и исследования сначала железобетонных пространственных конструкций оболочек, покрытий 18и 1824 м в Москве, научное сопровождение с участием в проектировании торгового центра размерами в плане 102102 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 теоре тические обобщения полученных результатов. При этом производился поиск эффектив ных соединений элементов деревянных конструкций, обеспечивающих ИХ совместную пространственную работу, а также выявление резервов силового сопротивления за счет перераспределения внутренних усилий, связанного с многократной статической нео пределимостью оболочек и реологическими свойствами древесины. Выявленные резер вы предполагается использовать в других деревянных конструкциях.

Исследования в области деревянных пространственных конструкций опираются на существенные достижения в области теории, конструирования и массового приме нения 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, А.А. 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, А.С. Го родецкий, Я.Ф. Хлебной, Г.К. Хайдуков, В.С. Бартенев, В.Я. Павилайнен, Э.З. Жуковс кий, В.И. Колчунов, В.И. Травуш, В.В. Шугаев, А.В. 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 С.В. Александровского, В.М. Бондарен ко, Н.А. 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 математичес кие 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, А.М. Иванова, Ю.М. Иванова, Е.Н. 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 мероп риятий снизить расход материалов на каркас до 25 %. Поэтому одной из задач, решае мых в работе, является исследование прочности и местной устойчивости тонких об шивок, находящихся в сложном напряженном состоянии (сжатие и сдвиг). Здесь не обходимо оценить закритическую работу обшивок, которая может быть эффективной при 3 4 кратном превышении напряжений над критическими.

Эти вопросы изучали А.С. Вольмир, А.С. Авдонин, А.Ю. Ромашевский, А.Ф. Зо тов, 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 конст рукций с применением древесины и других композитных материалов должно дать воз можность надежного закрепления листовых и рулонных материалов собственно обо лочки к системе ребер при помощи эффективных клеев, которые бы позволяли произ водить совместно с металлическими связями шурупами, дюбелями и т. п. крепление обшивок к ребрам в построечных условиях.

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

При этом самый верхний уровень соответствует пространственной расчетной схе ме всей конструкции, самый нижний позволяет оперировать параметрами сложного, в том числе объемного напряженно деформированного состояния отдельных зон рас сматриваемой конструкции, выходные интегральные параметры которого «замыкают ся» на расчетную схему верхнего уровня. В основу как иерархической концепции вы деления элементов деревянной пространственной конструкции и их расчетных моде лей сопротивления, так и последующей разработки этих моделей с привлечением ис ходных гипотез, расчетных схем, определяющих уравнений механических моделей и т.п. положен эксперимент. Именно на нем замыкаются прямые и обратные связи меж ду выделенными компонентами структурной системы.

Под элементом пространственной деревянной конструкции понимается выделен ная 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 воздействи ям. РМС включает в себя исходные предпосылки, расчетную схему (многоуровневую с определяющими уравнениями, описывающими связь деформации – напряжения для сплошного и несплошного материала), механические модели сопротивления (позво ляющие упростить описание сопротивления наиболее сложных областей РМС), мате матические модели (включающие системы уравнений и методы их решения).

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

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

В основу исследований положен метод интегрального модуля деформаций, разра ботанный и доведенный до практического применения В.М. Бондаренко и его последо вателями 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 линеариза ция 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 (гео метрически 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 воз можных перемещений, утверждающий равенство работ внешних и внутренних сил при всяком возможном бесконечно малом перемещении точек системы и представ ляющий собой механическую интерпретацию физического закона о сохранении энергии, справедлив как для идеально упругих, так и для нелинейно, неравновес но 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 нагружен ные компоненты сечений разгружаются, а менее нагруженные догружаются. Это выража ется соответствующими трансформациями эпюр усилий и эпюр напряжений и представ ляет собой одно из проявлений адаптационной приспособляемости конструкций.

В статически неопределимых конструкциях, у которых распределение усилий обусловлено характером изменения жесткости, помимо процесса внутренних итера ций, 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 не линейно и неравновесно деформируемых систем с помощью последовательных при ближений 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 уточня ются 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 верти кальной 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 неопре делимой 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 мо жет производиться как на равные интервалы, так и по закону, отвечающему измене нию во времени жесткостей и усилий;

3) проверку сходимости и оценку результатов по ожидаемой точности надо произ водить по всем сечениям. Расчет считается законченным, когда текущее и предыду щие 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 строитель ной механики правомерно. При этом потери энергии учитываются в уравнениях балан са работ автоматически снижением соответствующих расчетных модулей деформации.

Отсюда становятся применимыми для расчета рассматриваемых систем на каж дом этапе последовательных приближений теоремы Бетти 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 постоянны ми. Это же относится к изменчивости физико механических свойств материалов. Зна чение 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 де формирования древесины (рис. 1, а) принята параболическая зависимость Ф.И. Герстнера:

Е = Е0- 2.(1) 4ПП Для древесины при достаточно высоких уровнях напряжений характерна сложная нелинейная ползучесть (рис. 1, в). В связи с этим к древесине применим метод, разра ботанный А.Р. Ржаницыным, позволяющий учитывать сложность процесса деформи рования древесины во времени с помощью разбиения процессов деформирования на три стадии и замены сложной нелинейной связи между напряжениями и деформация ми 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 по стоянной скоростью нарастания деформаций ползучести (при постоянных нагрузках), деформации здесь большей частью необратимы;

аб в Рис. 1. Диаграмма деформирования древесины: а – при сжатии растяжении; б – при крат ковременном изгибе; в – деформирование при длительном действии постоянной нагрузки в) в третьей стадии имеет место критическое нарастание необратимых деформа ций во времени.

Уравнения для описания этих стадий имеют вид:

nЕ0 + Н = + n ; nЕ0 = + n-ДЛ nЕ0- В= + n-ПП. (2) ;

Переход из одной стадии в другую определяется величинами предельных дефор маций 1 и 2 критическими для каждой стадии:

= 1 = = const;(3) Н ПП - ДЛ.(4) = 2 == const В Предельные деформации 1 и 2 не зависят от величины и режима приложения нагрузок, а являются постоянными величинами для данного вида напряженного со стояния древесины, что соответствует основным положениям деформационной тео рии разрушения.

В (1 – 4) приняты обозначения: Е0 – мгновенный начальный модуль деформаций, Е0 = 1,48·104 МПа; Н – константа, имеющая физический смысл длительного модуля деформаций (для древесины Н = (0,60,75)Е0 = 104 МПа [3]); В – константа, имеющая смысл модуля деформации при критическом нарастании деформаций; , — напря жения и относительные деформации (текущие); n – время релаксации; ДЛ – длитель ный предел прочности; ДЛ = 22,0МПа; ПП – кратковременный предел прочности;

ПП = 55,0МПа.

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

А.Р. Ржаницыным, И.Е. Прокоповичем и В.А. Зедгенидзе, Е.Н. Квасниковым, Ю.М.

Ивановым и другими авторами получены некоторые зависимости, построенные на базе экспериментальных исследований и рабочих гипотез. Все эти зависимости, раз личные 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:

0,(t) = (t0)(1+ bt ), (5) где 10-b =, (6) 0,735 - 0,02086W W – влажность древесины в %.

Эта зависимость может быть принята вместо решения первого из уравнений (2).

В проведенных Е.Н. Квасниковым и Ю.М. Ивановым исследованиях показано, что после разгрузки развиваются деформации упругого последействия, т.е. деформа ции, 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 ползу чести полностью обратимы. Эти исследования показали, что данное положение со храняется и при более сложных режимах изменения нагрузок во времени.

При ступенчатом изменении напряжений эта зависимость примет вид:

k i,(7) (t) = (t0)(1+ b(t - t0)0,21) + (1+ b(t - ti )0,21) E0 a i=E0 - i-4ПП где k i a i-1 = (t0) + E0 a a ;(8) i=E0 - (i-2 + i-1) 4ПП a i-1 — суммарное значение мгновенных (кратковременных) приращений относитель ных деформаций; i — изменение напряжений на этапе;

Уравнение (7) учитывает влияние влажности (W), однако в форме записи подразу мевается постоянство влажности при всех этапах деформирования.

Для второй стадии при ступенчатом изменении напряжений имеем:

k ДЛ 0 - ДЛ i (t) = + (t -t1) + (t - ti ).(9) nE Н nEi=Для третьей стадии (t)при = const определяется по формуле:

В t -t( ) -ДЛ nE0 -ПП t = е -.

( ) (10) ВВ Интенсивное критическое нарастание деформаций в этой стадии не дает возмож ности применить принцип наложения, поэтому несущая способность элементов на ходится по результатам измерения деформаций при постоянном режиме нагружения во времени вплоть до разрушения E0n (E -H ) t1 = ln ;

(11) H (-ДЛ)Е -,(12) t2 = t1 + nE0 -ДЛ t1 и t2 — соответственно время начала второй и третьей стадий деформирования, при EДЛ > ДЛ, t1 = 0.

H ДЛ, ПП Значения Е0, Н, , n, определены на основании анализа результатов ис следований А.М. Иванова, Ю.М. Иванова, Ф.П. Белянкина, В.П. Быковского, Е.Н.

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 использо вание 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) - t t0,t ( ) ( ) ЕДЛ t0,t =, ЕДЛ t0,t = ( )( ) ( ) ,(13) t0,t t ( ) t t0,t ( ) — напряжения, действующие в момент наблюдения t; ( ) — относительные деформации к моменту наблюдения t, устанавливаемые с учетом влияния возраста материала, его свойств старения, режима и длительности нагружения.

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

При этом ЕДЛ t0,t ( ) по соответствующим стадиям деформирования при ступенча том изменении напряжений, примет вид:

- t0 в t - t0 0.21 k ( ) ( ) (1+ )+ (1+ b(t - ti ) ) ;(14) i 0. ЕДЛ t0,t = ( ) t t ( ) ( ) i= -k ДЛ 0 - ДЛ i ЕДЛ t0,t = + t t ( ) ) ( - ti ) ;(15) t nE0 ( ) ( )( - t1 + ( ) Н t nE0 t i= --ДЛ В(t -t2) -ПП nE ЕДЛ t0,t = е - ( ). (16) В В Базой для вычисления длительного модуля деформаций являются величина и ре жим 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 раз личными модулями деформаций в каждом дискретном слое, согласно методу В.М.

Бондаренко можно записать:

а б Рис. 2. Схема напряженно деформированного состояния стержня при сжатии с изгибом z, x,t ( ) ин x,z,t =, ( ) (17) Eин x,t ( ) Eин x,t — искомый интегральный модуль деформаций для сечения с абсциссой х.

( ) ин, Очевидно, что имеет место отклонение реальных деформаций и деформаций определенных с помощью Eин x,t :

( ) = z, x,t,t0,t - ин z, x,t,t0,t 0.

( ) ( ) (18) Суть интегральной оценки состоит в минимизации отклонения, которая осуще ствляется для сечения в целом. Для большей точности проводится минимизация квад ратичного m моментального отклонения по отношению :

Eин x,t ( ) q m (19) c(z)z dz = 0, p Eин x,t ( ) с(z) — ширина сечения; m — показатель моментности отклонения.

Для сжато изгибаемых элементов m меняется в пределах 00,5; p, q — пределы ин тегрирования по высоте сечения.

Решением (19) совместно с (1) получено выражение Eин x,t ( ) ф A.(20) Euн(x, t)= E (ф, t, t0)Ф(ф, в, a) ДЛ ф E В (20) функция принимается по уравнениям (14—16) в зависимости от режима ДЛ А Ф ф,в,а изменения напряжений в фибровом сжатом волокне, а — функция, отражаю ( ) щая нелинейность деформирования сжато изгибаемого элемента, уровень напряжений.

А С достаточной степенью точности можно считать, что Ф(Ф (x,t),в,а) не зависит от стадии деформирования, а целиком зависит только от уровня напряжений и от вида физичес кой нелинейности. При m = 0 и с учетом (1) выражение для Ф(Ф (t,t0),в,а) имеет вид:

Рис. вв А 1+ -100ф 1- аа А Ф ф,в,а = .

( )Е0 А 4 (21) А 1- ф 1+ в - 50ф в 4ПП а 1- а Eин x,t, Значения для полученные по формуле (20), используются затем непос ( ) редственно при расчете оболочки в процессе итераций.

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

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 – Фойгта – параллель но соединенные элементы А0 и Б0, А1 и Б1, характеризующиеся различными значени ями их прочностных и деформативных параметров. Элемент 0 предназначен для ана литического описания процесса развития кратковременных деформаций материала;

элемент 1 – для описания развития его длительных деформаций, связанных с проявле нием явления ползучести. Составляющие элементы А0 и А1 отражают упругие дефор мации материала; элементы Б0 и Б1 отражают его чисто вязкие свойства.

Жесткость элемента Б1 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 внеш него силового воздействия i (i = х, у – главные оси анизотропии) эффективное время работы элемента Б0 исчисляется малыми долями секунды. Однако, за этот малый от резок времени t0 элемент Б0 способствует снижению величины усилия, приходящего ся на элемент А0 (доли i), уменьшению интенсивности процесса роста деформаций последнего (предельные значения которых определяют разрушение материала), что и предопределяет, в конечном счете, факт превышения динамической прочностью проч ность материала, соответствующую его стандартным испытаниям (продолжительнос тью, исчисляемой минутами).

Рис. Эффективное время работы элемента Б1 соизмеримо с большими отрезками време ни, соответствующими расчетам длительной прочности материала, учитывающими на копление суммарных обобщенных деформаций элементов 0 и 1 за заданное время tд.

В данной работе используем только следующую модификацию механической мо дели материала, изображенной на рис. 3. При определении длительной прочности – исключить из элемента 0 составляющий его элемент Б0 (ограничиваясь элементом А0, последовательно соединенным с элементом 1) – рис. 4.

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

При приложении к последовательно соединенным элементам 0 (А0) и 1 (А1, Б1) обобщенного внешнего длительного силового воздействия i (х, у ху), суммарные обобщенные деформации элементов 0 и 1 определяются выражениями:

i = io + i1 (х = хо + х1, у = уо + у1, ху = хуо + ху1) (22) Определение длительной прочности анизотропного материала сводится к измене нию, а именно, уменьшению значений пределов кратковременной прочности в направле ниях главных осей анизотропии. Тогда окончательные выражения для критериев длитель ной прочности анизотропного материала в параметрической зависимости от tд имеют вид:

для случая отрыва – RRpy px (23) -x -y -2 = 0;

xy ( ) ( ) t tд px д py для случая смятия – Rcy R cx + x + y - 2 = 0;

xy (24) ( ) ( ) tд tд cx cy для случая сдвига – Cx Cy x ( - y - 4 + xy - xy = 0;

) (25) ( ) ( ) tд tд xy xy -y1tд xy1tд x(tд ) = 1+ x 1- e- x1tд > 1; y (tд ) = 1+ y e 1;

( ) (1- )> xy(tд ) = 1+ xy e- 1, (1- )> (26) t = tд – заданное предельное время действия внешней долговременной нагрузки;

а б Рис. 5. К расчету короткой цилиндрической оболочки: а — сдвиговая форма разрушения;

б — схема перемещений ExyEx1 Eyx1 = ; y1 = ; xy1 =.(27) K K K x1 y1 xyi iгде Ki1 – модули вязкого сопротивления. Численные значения и определяются экспериментально.

В критерии (23)—(25) помимо пределов кратковременной прочности (Rpx, Rpy, Rcx, Eyo Exyo Exo Rcy, Сх, Су) входят три безразмерные параметра — x = ; y = ; xy =, и три раз Ex1 Ey1 Exyiмерные величины (c 1).

Приведенные критерии длительной прочности используются в расчетах простран ственных конструкций на основе метода интегрального модуля для контроля состоя ния плоских обшивок. На этапах нагружения или выдержки конструкции под посто янной нагрузкой в контрольных точках обшивки вблизи мест ее примыкания к эле ментам каркаса фиксируются главные нормальные или сдвиговые напряжения, кото рые сравниваются с заранее установленными величинами предельных напряжений, включая возможный отрыв обшивки от ребер в результате выпучивания. Допускается закритическая работа тонких обшивок. Величину превышения закритических дефор маций 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 при ближенной модели расчета составных пластин и оболочек по предельному равнове сию. Согласно этой теории сосредоточенным сдвигом Г называется смещение одной части тела относительно другой в плоскости разделяющего слоя, имеющего бесконеч но малую толщину (рис. 5).

В предельном состоянии работа внутренних сил Т должна быть равна работе вне шних сил V на перемещениях оболочки, вызванных сдвигом.

Ось симметрии y f = 10l yk x xctg a = 21a + xctg Рис. 6. К анализу сдвиговой формы разрушения оболочки

Работа внутренних сил выразится формулой:

,(28) T = T Eid где интегрирование производится по площади слоя, по которому происходит сдвиг.

В случае дискретных связей типа гвоздей интегрирование заменяется суммированием по числу связей, а напряжение текучести при сдвиге T заменяется минимальной не сущей способностью гвоздя при изгибе или смятии древесины.

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

2 2 2 Ei = ( - )2 + ( - )2 + ( - )2 + ( + + ). (29) x y y z z x xy yz zx 3 Для сосредоточенного сдвига Г интенсивность деформации будет также сосредо точенная и ее определяют по формуле:

2 3 Ei = = .(30) 3 2 Причем всегда следует брать абсолютное значение Г, не обращая внимания на знак.

Сосредоточенный сдвиг в случае цилиндрической оболочки получается в зависи мости от единичного вертикального перемещения шелыги оболочки и ее геометричес ких соотношений. В соответствии с рис. 6 Г = x/sin. Величина х может быть получена в результате решения уравнения:

(f –1 –x)2 +(a + x·ctg)2 = l 2.(31) Произведя вычисления и подставляя результаты в (28) получим следующее выра жение для интенсивности деформации sin sin 2 2 Ei = - (a ctg -1+ f ) + (a ctg -1+ f )2 sin - f + 2 f -1- a + l ; (32) 3 x /sin x = r Имея размеры конкретной оболочки Ei можно представить в виде одной цифры.

При этом линейные размеры следует подставлять в выражение в м·10–1, так чтобы обеспечить малость единичного перемещения.

Работа внешней нагрузки q на перемещениях оболочки V = qsL1,(33) где s — площадь сечения эпюры перемещений; sL1 – 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 вы ражением:

2 c1-b1y1- y1 f c1-b1y1- yf yk kys = (34) dy dx + dy dx + dy dx.

2 f -1 0 yk c2 -b2 y2 - y2 c2 -b2 y2 - yВыражения под радикалами – уравнения верхней(у1) и нижней(у2) окружностей.

Предельная нагрузка qпр определяется из выражения:

T qnp =, (35) sLв 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 об щие принципы, присущие методике исследования различных моделей и натурных конструкций.

Испытаниям подвергались: модель шатровой оболочки (купол), модель замкну той цилиндрической оболочки применительно к пролетным строениям транспортер ных 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 перераспре деление усилий, как в пределах отдельных элементов, так и между элементами, наибо лее отчетливо проявляются при несимметричных (в частности, односторонних) на грузках. 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 конст рукций» под ред. Ю.М. Иванова, М., Стройиздат, 1976. Нагрузку прикладывали рав ными 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 тече ние 10 – 15 минут конструкция выдерживалась под нагрузкой для стабилизации пере мещений, в оставшееся время снимали отсчеты с приборов.

Режим нагружения конструкций длительно действующими нагрузками — ступен чатый. Величина нагрузок на этапах нагружения, как правило, принималась равной от 0,1 % до 0,25 % от величины разрушающей нагрузки. Время выдержки конструкции а б в Рис. 7. Конструкция модели: а – разрез, б – план, в – узлы; 1 – кольцевые ребра, 2 – мери диональные ребра под нагрузкой варьировалось и выбиралось так, чтобы процесс перераспределения усилий в конструкции практически прекратился, а процесс ползучести стабилизиро вался при малых приращениях деформаций и перемещений в элементах конструкции.

В третьей главе излагаются результаты экспериментальных и теоретических иссле дований напряженно деформированного состояния шатрового покрытия в виде мно гогранной оболочки из клееной древесины и фанеры при несимметричных длительно действующих нагрузках.

Большеразмерная модель покрытия диаметром 6 м (рис. 7) состояла из 12 трапеци евидных панелей, представляющих собой ребристую многослойную конструкцию. Ме ридиональные ребра модели образуются из спаренных продольных ребер панели (сече ние 50130 мм), а кольцевые ребра – из поперечных ребер панели (сечение 2580 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 50100 мм, соединенных в стыках с по мощью вклеенных стальных деталей. Узел замоноличивался полимербетоном. Фонар ное кольцо сечением 140100 мм выполнено из полимербетона.

В качестве экспериментальной нагрузки выбрана ступенчато возрастающая одно сторонняя на левой половине модели (рис. 7) длительно действующая нагрузка боль шой интенсивности, когда проявляется нелинейность деформирования наиболее на пряженных элементов. Режим изменения нагрузок был выбран в соответствии с осо бенностями деформирования древесины, которая прикладывалась в местах располо жения кольцевых ребер:

Величина действующей нагрузки, кПа 12,5 14,00 15,00 15,75 16,50 17,Длительность этапа в сутках 12 1/12 (2 ч) 12 1/12 (2 ч) 12 Анализ деформированного состояния оболочки показывает значительную нели нейность всей конструкции, особенно в загруженной части оболочки. При кратковре менном загружении наиболее напряженным элементом конструкции оказывается реб ро 7. Это ребро имеет и наибольшие прогибы. За счет перераспределения усилий при длительном загружении в менее напряженных ребрах 6 и 5 прогибы растут значитель но быстрее, чем в ребре 7, при этом прогибы выравниваются по величине. Максималь ные 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 макси мальные выгибы в ненагруженной части модели равны 3,9 мм.

Из анализа напряженного состояния оболочки установлено следующее.

Максимальные усилия возникают в центральном ребре. Здесь максимальные на пряжения равны 28,4 МПа, что в 2 раза превышает величину расчетного сопротивле ния древесины изгибу Rи = 14 МПа.

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

В ходе перераспределения усилий максимальные усилия в обшивке в меридиональ ном направлении увеличиваются на 18—19 %, а в кольцевом – на 13—14 %. В зоне мак симальных сдвиговых напряжений наблюдается снижение усилий в обшивке на 16—%. 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 перераспределе ния усилий и выявить причины и факторы, влияющие на этот процесс, вскрыть резер вы несущей способности оболочки. Максимальная кратковременная нагрузка, при ложенная к модели при испытаниях, составила 18,9 КПа. При этом обшивка отдели лась от ребра и загрузочное устройство разрушилось.

По результатам экспериментов выполнены численные исследования по различ ным расчетным моделям:

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

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

Всего в ходе расчета в режиме экспериментального исследования было сделано приближений. На каждом этапе приближений оценивалась устойчивость обшивки и вводились соответствующие редукционные коэффициенты по обшивке при стержне вой 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 MiсroFe, кото рые при общем совпадении результатов с точностью до 10 % отличаются от предыду щих учетом напряженного состояния обшивок и их закритической работы по сравне нию с экспериментально определенной величиной критической нагрузки, соответ ствующей местной потере устойчивости. Обобщения результатов анализа местной по тери устойчивости обшивок выполнены затем после экспериментальных исследова ний и расчетов модели транспортерной галереи.

В целом сопоставление экспериментальных и аналитических данных показали, что предлагаемая методика расчета с использованием интегрального модуля деформа ций обеспечивает удовлетворительную для инженерных целей точность вычислений.

Теоретические значения прогибов превышают экспериментальные на 15—30 % в зави симости от уровня длительности действия нагрузки. При этом расчеты на основании комплекса MiсroFe показали большую деформативность модели за счет специального ослабления обшивки в расчете для более подробного анализа ее деформативности. Об ращает на себя внимание то, что в зоне наиболее загруженного меридионального реб ра 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.

Глава 4 посвящена экспериментальным и теоретическим исследованиям крупно масштабной модели 1:4 пролетного строения транспортерной галереи. Использование конструкций из клееной древесины и фанеры особенно целесообразно в условиях хи мически агрессивной среды (калийных производств).

Экспериментально установлена возможность разрыва кольцевых диафрагм от попе речных растягивающих усилий, показана эффективность усиления диафрагм поперечны ми вклеенными стержнями, показана необходимость снижения деформируемости конту ра 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 эффек тивной 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 ступен чато 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» (256025)48 мм и двух торцевых шпангоутов переменного сечения. Шпангоуты были изготовлены из древесины сосны в виде неразрезного клееного кольца из слоев толщи ной 6,5 мм с горизонтальным расположением клеевых прослоек. Продольные ребра раз резные из сосновых брусков 1948 мм. Соединение продольных и кольцевых ребер кле ештыревое. Использовали арматуру класса А III диаметром 6 мм, изготовленную в фор ме 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 I с гвоздевым прижимом, располагая листы фанеры поперек волокон на ружных 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 рас четных нагрузок, имитирующих реальные условия эксплуатации натурного сооруже ния по четырем основным схемам загружения. На втором этапе были проведены ис пытания 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, имитирую щей с помощью трех гидравлических домкратов локальную нагрузку от технологи ческого оборудования. В зависимости от схемы нагружения использовали домкраты мощностью 50, 100 и 250 кН. Равномерно распределенную нагрузку от снега на вер хний полусвод оболочки создавали с помощью пневматического загрузочного уст ройства, состоящего из специально разработанного упора и резиновой камеры, под ключенной 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 % сум марных 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 на пряжения, траектории которых направлены под углом к волокнам наружного шпона и при расчетной нагрузке составляют с продольной осью оболочки 37° < < 45°.

Экспериментально установлено, что при нагрузке 77,6 кН или 1,05 Ррасч в опор ных отсеках на боковых участках оболочки происходит местная потеря устойчивости обшивки от сдвигающих усилий. На поверхности обшивки возникает картина дефор маций, подобная диагонально растянутому полю в балках Г. Вагнера (в пределах ячей ки между продольными ребрами образуется диагональная складка, совпадаюшая с на правлением главных растягивающих напряжений (рис. 9). По результатам серии на гружений модели, в ходе которых контролировали момент потери устойчивости и фор му деформированной поверхности обшивки, получена величина критических напря жений сдвига кр = 1,6 МПа. Показано, что нашим экспериментам на модели и экспе риментальным данным, полученным А.Ю. Ромашевским и А.Ф. Зотовым в ЦАГИ, лучше соответствуют теоретические зависимости для гладкой замкнутой круговой ци линдрической оболочки при чистом сдвиге (по Kromm – монография Г. Хертеля Тон костенные конструкции, М., 1965):

R кр = KRE , (36) R l где коэффициент устойчивости KR определяется по графикам в зависимости от отно шения сторон плана оболочки и условий опирания. Остальные обозначения очевид ны. Наши экспериментальные результаты т = 1,6 МПа, теоретические по (36) т = кр кр =1,595 МПа при KR = 0,77.

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

аб в г Рис. 9. К анализу местной потери устойчивости в приопорной зоне оболочки (а), максимальные перемещения при потере устойчивости обшив ки (б), распределение касательных напряжений (в), экстремальных нормальных напряжений (г) в обшивке панели 7 – 8 в послекритическом состоянии; — 1–10 — розетки датчиков кр= 104(/a)2 К.(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 диа гональные растяжение и сжатие и вычислению редукционных коэффициентов вклю чения обшивок в работу с ребрами. Сопоставим такие расчеты для конструкций шат ровой оболочки и замкнутой цилиндрической оболочки по формулам (38)—(42). Спра ва 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 кр кр = или = 0,81 + 0,19 (38) ; 0,7; 0,75.

Для деформаций сдвига, превышающих критические, характерно перераспреде ление усилий с обшивки на ребра в виде диагональных растяжений и сжатия попереч ного направления.

Редукционный коэффициент для сечений обшивок определяется по формуле:

= 1 - K ; 0,68; 0,75, (39) где К – коэффициент распределения (формула Куна) K = th(0,5 lg );

0,32; 0,25. (40) cр 1 = 1; 4,78; 3,27. (41) кр ср – среднее напряжение сдвига в послекритической стадии.

При совместном действии сдвигающих и сжимающих усилий, превышающих крити ческие, обобщенный редукционный коэффициент (об) определяется соотношением:

об = ; 0,51; 0,56. (42) Видим, что несмотря на несколько различный характер волнообразования значе ния обобщенных редукционных коэффициентов отличаются мало. Поэтому для ана лиза явлений, связанных с местной потерей устойчивости обшивок, можно применить единый подход.

В частности, анализ экспериментальных результатов потери местной устойчивос ти фанерных обшивок на моделях шатровой оболочки и транспортерной галереи пока зал возможность аппроксимации картины волнообразования в ячейках обшивок между ребрами тремя полуволнами, направленными вдоль диагонали ячейки (рис. 9, б). Мак симальная глубина вмятины в обоих случаях составляет около 10 мм, при этом экспе риментально полученные значения Е = 9·104 МПа, толщины обшивок h = 4 мм, радиус кривизны вмятины R = 836 см. Имея геометрические параметры вмятин оказалось воз можным определить напряжения отрыва обшивок от ребер для новой проявившейся в экспериментах картины разрушения.

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

3M R = путем замены М = EI/R, получена формула для искомых напряжений отры 2Rbh ва обшивок в зависимости только от геометрических параметров 3EJ.(43) R = R2bh Подстановка в (43) экспериментально полученных величин Е = 9·104 МПа; R = =836 мм, h = 4 мм дает значение R = 0,51 МПа, хорошо совпадающее со средним значением прочности при растяжении фанеры поперек волокон 0,35–0,5 МПа, опре деленных А.С. Фрейдиным и К.Т. Вуба.

Эти результаты могут быть использованы для проектирования панелей с фанер ными 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 шпан гоутов 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, усилен ным 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, характери зующий длительное силовое сопротивление конструкции составил К = 3,11 при требу емом Кхр = 2,47.Установлено, что при нагрузке в 2,2 раза превышающей критическую (0,85 Рразр), в обшивке преобладают напряжения сдвига, а в результате перераспреде ления усилий, лишь 25 % напряжений приходится на долю диагональных растяжений в обшивке и сжатие продольных подкреплениях панели. Наступившее хрупкое разру шение обшивки от растяжения поперек волокон наружных шпонов, обусловлено ани зотропией 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 конструк ции, 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 резуль татов расчета с экспериментальными. Характерные расчетные деформации превыша ют экспериментальные в пределах 30 %.

В целом установлены значительные запасы силового сопротивления новой конст рукции 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 простран ственных конструкций выполнены экспериментальное проектирование, строитель ство опытных образцов и производственные испытания объектов перед сдачей в эксп луатацию.

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 обо лочек многоволнового покрытия круглого в плане рынка диаметром 92 м в п. Салтыков ка Московской области (рис. 10, 11).

Покрытие состоит из 22 волн цилиндрических оболочек с трапециевидным пла ном 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, прямо линейных 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 кратков ременных нагрузках, оболочку № 2 – при длительных нагрузках.

В процессе разработки конструкций выполнены инженерные расчеты по «балоч ной» расчетной схеме и численные расчеты на ЭВМ, при этом определяли приведен ную толщину настила по несущей способности гвоздей Тгв:

Tгвnгв =.

(44) 2RCb Испытания показали эффективность совместной работы дощатого настила и кар каса из клееной древесины, в результате чего бортовые элементы оказалось возмож ным принять высотой 75 см, тогда как без учета пространственной работы их высоту пришлось бы принять равной 150 см. По результатам испытаний до разрушенияи по верочных расчетов на ЭВМ уточнили конструкции соединений элементов и прогно зировали надежную работу конструкции в течение 50 лет. Расчеты оболочек выполне ны методом интегральных оценок.

В процессе экспериментов для этих оболочек, как и остальных, оценивали дли тельное силовое сопротивление согласно рекомендациям Ю.М. Иванова. Коэффици ент надежности при пластическом характере разрушения К = Иt /Пп Кпл,(45) где Иt – разрушающая нагрузка при испытаниях; Пп – расчетная несущая способность, Кпл – требуемый коэффициент надежности.

Кпл = 1,25(1,88 – 0,106lgt). (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 2020 м каждая (рис. 12).

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

Нормальные усилия T и сдвигающие усилия S определяются по формулам:

;(47) T1 = 2(x2 - a2 )[C1 + C2 (6 y2 + x2 - b2 )] ; (48) T2 = 2( y2 - b2 )[C1 + C2 (6x2 + y2 - a2 )] S = -4xy +C2(2x + 2y2 - a2 - b2),(49) Cгде для квадратной в плане оболочки:

q q С1 = 0,2922 С2 = 0,05;,(50) ka2 kaгде q – нагрузка, равномерно распределенная по проекции оболочки; k – кривизна оболочки в направлении осей x и y; К = ; R – радиус кривизны оболочки в случае, R когда кривизна оболочки в направлении осей х и у одинакова; a и b – размеры полу сторон плана оболочки (рис. 13).

Исследуемая оболочка двоякой кривизны с исходной поверхностью переноса со стоит 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 а б Рис. 12. Производственное здание с покрытием из трех оболочек двоякой кривизны разме рами 2020 м каждая (а); схема устройства покрытия (план) (б): 1 — ребра из клееной древе сины; 2 — несущий настил оболочки = 30 мм; 3 – металлические стержни; 4 — ребра из досок, образующие ячейки для утеплителя; 5 — настил под рулонную кровлю = 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 поме щены ребра, сечением 70130 мм. В ЦНИИСК разработаны также варианты полнос борных 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 элемен там и ребрам гвоздями. Количество гвоздей принято по расчету на восприятие глав ных растягивающих усилий. Всего гвоздевые соединения воспринимают растягиваю щие усилия 210 кН. Остальные растягивающие усилия (430 кН) воспринимаются стальными полосами сечением 4х50 мм, установленными в угловых зонах оболочки.

Полосы прикреплены к контурным ребрам посредством вклеенных стержней диамет ром 18 и длиной 350 мм.

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

а б Рис. 13. К расчету оболочки: а — схема покрытия; б – эпюры усилий в оболочке (кН/м): 1 – главных растягивающих; 2 – главных сжимающих; 3 – приконтурных сдвигающих Нагружение оболочки производили штучными грузами общей массой 200 кН. На грузка 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 полнос тью не восстановилась.

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

Покрытие разрешили эксплуатировать при условии тщательного уплотнения за зоров 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 изме нялась от 200 мм в центре до 700 мм – у краев. После таяния снега отмечалось умень шение 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 потребова лась новая легкая конструкция покрытия размерами в плане 42х79 м с учетом ряда огра ничений: наличия железобетонных колонн с шагом 12 м; действующих коммуника ций и арматуры ледового поля; эксплуатируемых помещений по контуру здания; под земных коммуникаций в непосредственной близости к зданию и других особеннос тей, затрудняющих использование плоскостных конструкций, а также стальных и же лезобетонных оболочек известных типов. Необходимо было легкое покрытие из круп ных сборных элементов, которые можно было бы монтировать при помощи двух ба шенных кранов грузоподъемностью не более 8 т.

Этим требованиям удовлетворяет разработанная в ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко и принятая Мосжелдорпроектом экспериментальная короткая цилиндрическая оболочка размерами 42х12 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 производствен ных зданий с сеткой колонн 24х12 м). Такая оболочка отвечает технологическим воз можностям заводов КДК. Покрытие включает шесть оболочек 42х12 м и одну 42х7 м.

Система ребер состоит из металлических бортовых элементов длиной 12 м и дере вянных арок диафрагм пролетом 42 м, устанавливаемых на колонны с шагом 12 м;

арок ребер, монтируемых на бортовые элементы между диафрагмами с шагом 3 м; рас порок между арками, обеспечивающих проектное положение последних.

Плиты размерами 3х1,5 м на деревянном каркасе с дощатыми обшивками уста навливаются на черепные бруски арок так, чтобы верхние грани плит и арок были в одном уровне. В углах оболочки диафрагмы соединены с бортовыми элементами ар матурными 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 140х1000 мм (ширина на высоту), т. е. высота сечения равна 1/42 пролета, сечение арок ребер — 140х800 мм (1/53 проле та). Последующие проработки показали, что высоту сечения этих элементов можно еще уменьшить (до 1/70 пролета).

Распорки сечением 140х40 мм, шаг 3 м, крепятся к аркам при помощи «карманов» из металлических уголков 50х50 мм. Фиксация арок производилась путем стягивания 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, установ ленными через 3 м по длине арки.

Плиты покрытия совмещают ограждающие и несущие функции.

По верху плит устроен одинарный косой разреженный настил, необходимость ко торого обусловлена малой жесткостью панелей на сдвиг из за неточностей их изготов ления. 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 ко лонн, 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 диамет ром 20 мм, затем затяжки ослаблялись, и конструкция начинала работать как оболочка.

При отпуске монтажных затяжек замеряли деформации и перемещения элемен тов оболочки. Они подтвердили учтенное при проектировании перераспределение уси лий, сопутствующее качественному изменению работы конструкции. За счет про странственной работы покрытия удалось уменьшить сечения ребер по сравнению с плоскостными конструкциями. В то же время повысилась жесткость покрытия. Про гиб 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 ко ротких цилиндрических оболочек размерами 12х24 м в ценах 1986 г. по сравнению с плос костным покрытием из клееных балок составит 12,29 руб./м2.

Исследования прочности и деформативности контейнерных мобильных зданий из древесины. Из блок контейнеров размерами 5980х2980х2860 мм (длина, ширина, высота) собираются жилые дома ДК 1 2 (см. рис. 1) (одноэтажный двухквартир ный) и ДК 2 6 (двухэтажный шестиквартирный) системы «Энергетик», предназ начаемые для временных поселков строительных и монтажных организаций. Дома могут передислоцироваться до 5 раз1.

Блок контейнеры представляют собой пространственную конструкцию, собира емую из плоских панелей. Пространственная работа блока обеспечивается за счет спе циального крепления каркаса панелей.

Панели стен образуются каркасом, состоящим из стоек и горизонтальных поясов, выполняемых из брусьев сечением 50х100; 50х150 мм; обшивками из ЦСП толщиной 10—12 мм – снаружи и твердой ДВП толщиной 6—8 мм по обрешетке из досок толщи ной 19 мм – изнутри. Происходит массовая отправка блоков заказчикам (см. рис. 2).

При перевозке блоков, в частности, автомобильным транспортом, блок испыты вает продольные и поперечные колебания. Для исследуемых блоков наиболее опасны ми являются поперечные колебания. При испытаниях использовали методику опре деления нагрузок, изложенную в «Пособии по проектированию конструкций произ Гельман Б.А., Львов Л.А. Жилой двухквартирный дом системы «Энергетик». Пристендо вый листок выставки «Мобильные здания 86» — М. : Минэнерго СССР. Ленинградский фи лиал 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 конст рукций с частотой основного тона собственных колебаний 10 < n < 20 Гц по формуле Q = kтQст,(51) где – коэффициент динамичности, принимаемый равным 3,5 по графику, построен ному для металлических и железобетонных конструкций; kт – коэффициент интен сивности транспортировочной нагрузки, принимаемый равным 0,3 для горизонталь ного направления колебаний при перевозке автомобильным транспортом общего на значения; Qст – в данном случае – масса верхней половины блока.

Коэффициент в требуется уточнить с учетом специфики деревянных конструкций.

Предельная (разрушающая) нагрузка определяется из полученной нагрузки Qд путем умножения ее на коэффициент запаса = 2,1, принимаемый для деревянных конструк ций с учетом влияния пороков и податливых соединений на их несущую способность.

В процессе разработки и совершенствования конструкции было испытано на пе рекос 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 пере мещений) определили нормативную нагрузку, равную 17,5 кН. После этого появилась возможность уточнить значение динамического коэффициента . При массе блока 45 кН нормативная статическая горизонтальная нагрузка с учетом коэффициента на дежности по нагрузке составляет 18,75 кН.

Нормативное значение динамической нагрузки по формуле (51) с указанными там значениями составляет нopм нopм Qg = 1, 05QCT = 1, 05 18, 75 = 19, 68к кН.(52) нopм Если принять на основании проведенных экспериментов значение Qg = 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 Qg = kT QCT = 0,33,1QCT = 0,93QCT.(53) Расчеты по этой формуле обеспечивают надежность конструкции и позволяют получить экономический эффект. Стоимость 1 м2 жилой площади в ценах 1986 г. со ставляет 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 надеж ность при транспортировании, т.к. торцевые панели, которые должны были обеспечи вать жесткость блока на поперечный сдвиг, закреплялись к продольным панелям не достаточно. По предложению ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко усиленными крепления ми торцевых панелей к продольным была обеспечена пространственная работа блока и надежная его работа почти без затрат.

Технология заводского изготовления деревянных блок контейнеров. Пристендовый лис ток 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 мембран ным 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 торце вых панелей к продольным. При этом удалось обеспечить надежную работу при транспор тировке и эксплуатации.

Разработка и исследование конструкций хранилища для семенного зерна. Механизи рованное хранилище (рис. 15) для семенного зерна вместимостью 160 т состоит из че тырех емкостей бункеров, вертикальной нории, загрузочных и вентиляционных уст ройств. 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 ус ловия 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 крупно масштабная модель. Бункер представляет собой прямоугольный параллелепипед. Раз меры емкости экспериментального образца 2х2х6,2м. Емкость образуется из ребрис тых 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 прибивает ся гвоздями К 2,540 к фанерным листам толщиной 4 мм.

Четыре клееные деревянные ребра сечением 90х140 мм приклеены к доскам наруж ной обшивки днища казеиновым клеем с использованием запрессовки гвоздями К3х70.

Панель покрытия состоит из дощатой обшивки толщиной 19 мм и двух ребер се чением 63х90мм. Для обеспечения жесткости на сдвиг между ребрами к обшивке при биты раскосы из досок сечением 19х130 мм.

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

Исследования проводили в два этапа. По первой схеме загрузку сыпучего произ водили равномерно во все четыре люка ступенями по 0,25 расчетной с выдержкой каж дой ступени в течение суток. При расчетной нагрузке исследовали напряженно де формированное 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 заг ружения. 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 при ращений показаний приборов отсчеты снимали 1 раз в 10—15 дней.

Расчет модели бункера на длительные нагрузки выполнен по методике, приведен ной 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 пе ремещений выполнено в один этап. Величина нагрузки соответствует заполнению бун кера 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 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 выле та. Эти значения свидетельствуют о достаточно высокой жесткости конструкции.

Нормальные усилия в ребрах продолжают возрастать до 5 суток после засыпки со держимого в бункер, а затем усилия на нижнее ребро немного уменьшаются. Ребро, испытывающее растяжение от изгиба, догружается растягивающими усилиями от дав ления сыпучего на торцевые стены бункера. Вследствие этого усилия возрастают и под держиваются примерно на одном уровне до затухания деформаций. Аналогично изме няются 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 анало гичной обработки величина напряжений здесь составила около 10,8 МПа, что при на грузке, в 1,5 раза превышающей расчетную, можно считать допустимым.

Величина максимальных продольных напряжений в рассматриваемых ребрах со ставила 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 перерас пределения усилий, которое обеспечивается возрастанием сдвигающих напряжений.

Качественно картина деформирования бункера и его элементов при расчете полно стью совпадает с экспериментальными результатами. Количественно максимальное те оретическое перемещение узла 786 (середина панели днища) — 37,44 мм превышает эк спериментальное (перемещение ребра плюс перемещение обшивки) 24,4+3,05 = =27,45 мм на 36 %. Это следует считать вполне нормальным. Экспериментальное значе ние наибольшего перемещения от давления сыпучего на торцевые стенки 14,7 мм зна чительно 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 эксперимен тальных 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 экс периментальными, исследования желательно продолжить для поиска оптимальных сечений элементов хранилища при обеспечении их надежной работы в различных ус ловиях. Документация на зернохранилище, разработанная совместно с ВИМ и Гипро нисельхоз приобретена совхозом «Киселевский» Кирово Чепецкого района Кировс кой области.

Рис. 16. Схема расстановки прогибомеров и нумерация ребер на конструкции В главе 6 рассматриваются конструкции и результаты испытаний панелей из дре весины 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 па нели (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 1,5х3 м состоят из трех продоль ных и трех поперечных ребер из досок сечением 40х130 мм, образующих каркас пане Рис. 17. Конструкция панели: 1 — ребра из досок = 40 мм; 2 — обшивка из досок = 19 мм;

3 — ребра сдвиговой жесткости из досок = 40 мм; 4 — утеплитель ли в виде прямоугольных ячеек, и односторонней обшивки из досок сечением 20хмм, каждую из досок обшивки крепят к продольным ребрам еще тремя такими же гвоз дями в каждом соединении.

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

Испытания проводились на кратковременное и длительное воздействия на спе циальной установке, позволяющей прикладывать к панели усилие сдвига. Панель по мещалась в установку вертикально, боковой стороной к основанию (рис. 17). Нагрузка прикладывалась по верхнему ребру панели. Кратковременная – при помощи гидрав лического 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 горизон тального 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 пре дельным, а соответствующая нагрузка – разрушающей.

Длительное нагружение панелей проводилось ступенями по 0,205Nрасч (Nрасч — расчетная нагрузка, определяемая при кратковременных испытаниях) до разрушаю щей нагрузки.

В результате проведенных экспериментальных исследований определена жест кость и несущая способность дощатых панелей на сдвиг. Выявлена эффективность каждого из соединений и степень участия досок обшивки в совместной работе с эле ментами 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, уси ленных еще металлическими диагональными полосами, соответственно – 9,6 и 19,4 кН.

При этом модуль упругости стержней обшивки определяется так:

Епр = ЕТгвnгв /2RcF,(54) где Е – фактический модуль упругости древесины; Тгв – несущая способность гвозде вого соединения; nгв – количество гвоздевых соединений стержня; Rc– расчетное со противление сжатию; F – площадь поперечного сечения стержня; 2 – коэффициент, учитывающий, что каждая доска крепится для восприятия усилий сжатия – растяже ния с двух концов.

С применением численных методов исследовано напряженно деформированное состояние испытываемых панелей в зависимости от их конструктивных особеннос тей. Оценка напряженно деформированного состояния деревянных панелей с доща тыми обшивками методом конечных элементов позволила достаточно точно характе ризовать их работу под действием сдвигающей нагрузки. При этом расхождение с экс периментальными значениями составляет в среднем 11 %. Разработана методика уче та обшивки в совместной работе при численных исследованиях, а также даны реко мендации по подготовке исходных данных для численных методов расчета панелей с дощатыми обшивками. Полученные результаты могут быть положены в основу разра ботки каркасных панелей различных конструкций. Разработанные панели использо ваны при строительстве покрытия дворца спорта «Локомотив» из коротких цилиндри ческих оболочек.

В седьмой главе приводятся рекомендации по проектированию, в которых излага ются 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 растяги вающих усилий, правилам устройства и монтажа панелей. Сформулированы рекомен дации по применению метода предельного равновесия для расчета соединений оболо чек с контурными элементами в местах концентрации сдвигающих усилий, в том чис ле для инженерных сооружений и жилых домов, имеющих призматическую форму.

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

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ 1. Разработана методика нелинейного расчета статически неопределимых и про странственных деревянных конструкций на основе теории интегрального модуля де формаций 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 рас чета конструкции на ЭВМ и сопоставлять их с критериями прочности.

3. Экспериментально исследована местная потеря устойчивости тонких обшивок.

Выполнены обобщения волнообразования обшивок. Для отдельных конструкций оп ределены величины критических напряжений, соответствующих местной потере ус тойчивости. Путем анализа имеющихся эмпирических формул для определения допу стимых величин нагрузок в закритической стадии работы обшивок определены коэф фициенты превышения для вычисления предельных напряжений в обшивках.

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

5. Выявлена новая схема предельного равновесия, соответствующая сдвиговой форме разрушения в приконтурных зонах оболочек на прямоугольном плане. На ос новании 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 конкрет ных конструкций.

7. Разработанная методика расчета проверена на основных типах оболочек из де рева, где эффекты нелинейной работы и связанного с ней перераспределения внут ренних усилий, проявляются наиболее отчетливо. Установлена применимость нели нейного анализа к сооружениям в виде бункеров для хранения сыпучих материалов и конструкциям малоэтажных жилых домов. Показана эффективность учета простран ственной работы при проектировании домов из блок контейнеров при проектирова нии 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 оболо чек двоякой положительной кривизны для покрытий зданий, замкнутых цилиндри ческих оболочек применительно к пролетным строениям транспортерных галерей. Вы полнены обобщения известных приближенных методов расчета и разработаны приме ры приближенных расчетов, опубликованные отдельно. Приближенные расчеты ре комендуются на стадии предварительного проектирования для ориентировочного под бора 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 безметаль ных конструкциях складов минеральных удобрений / Сб. «Проблемы модификации древесины, пер спективы 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., Турковский С.Б. Натурные экспериментальные исследо вания сборной оболочки из клееной древесины / Сб. «Пространственные конструкции в Краснояр ском крае». Вып. XIII. — Красноярск, 1980.

4. А. с. 857379 СССР. Стыковое соединение клееных деревянных конструкций / К.П. Пятикрестовс кий, Л.В. Касабьян, С.Б. Турковский, В.В. Саяпин, Е.Н. 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 Е.Н. 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 конст рукции. Серия 11. Вып. 7, 1983. С. 26—30.

8. Пятикрестовский К.П. Пространственные деревянные конструкции / В книге «Состояние и пер спективы 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 пространствен ных 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 физичес кой 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 цилинд рической 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, А.А. 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 конст рукций с целью снижения материалоемкости // Сб. тр. «Исследования прочности и эффективности современных конструкций из древесины и пластмасс». — М. : МИСИ, 1987. С. 150—164.

20. Ковальчук Л.М. Пятикрестовский К.П. Турковский С.Б. Экспериментальные исследования про странственных деревянных конструкций / Международный конгресс ИАСС «Теория и эксперимен тальные исследования пространственных конструкций. Применение оболочек в инженерных соору жениях». — М. 20—23 сент. 1985. Труды, т. 5. С. 280—294.

21. Пятикрестовский К.П. Пространственные конструкции из цельной древесины // Сб. тр. «Раци ональные 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. «Опыт 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 конст рукциям». — 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 совер шенствование деревянных конструкций». — М. : ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко, 1989. С. 94—104.

25. Пятикрестовский К.П. Механическое хранилище модульного типа вместимостью 160 т с дере вянными 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. О расчете пространственных конструкций с учетом физической нелинейности // В кн. «Современные пространственные конструкции (желе зобетон, 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 элемен тов при расчете и проектировании цилиндрических оболочек покрытия рынка // Материалы Всесо юзного науч. практ. семинара «Расчет и компьютерное проектирование деревянных конструкций».

— Владимир; Суздаль, 1991.

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

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

31. Пятикрестовский К.П., Хунагов Х.С. Использование метода интегральных оценок для нелинейно го расчета статически неопределимых деревянных конструкций / Тр. междунар. науч. техн. конф. «Вы числительная 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 корот ких цилиндрических оболочек из клееной древесины на крупномасштабной модели. Ч. 1. // Строи тельная 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 сооруже ний, 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 обо лочек 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 клее ной 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 замк нутой 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 пролетного строения транс портерной 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 цилиндричес кой оболочки из древесины и фанеры при кратковременном действии запроектных нагрузок // Стро ительная 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 покры тия 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 по стоянной 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 со оружений». Вып. 1, 2009. С. 123—146.

45. Пятикрестовский К.П. Экспериментально теоретический анализ длительного силового сопро тивления цилиндрических оболочек покрытия из древесины с использованием результатов натур ных 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 со стояния цилиндрических оболочек покрытия из древесины при длительных ступенчато возрастаю щих 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. Стро ительство 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 крепле ния тонких обшивок к каркасу пространственных конструкций из дерева / Сб. науч. ст. Междуна родной конференции «Актуальные проблемы исследований по теории сооружений». Ч. 3. // ЦНИ ИСК им. В.А. Кучеренко. — М. : ОАО «ЦПП», 2009. С.18—21.

51. Пятикрестовский К.П. Теоретические вопросы учета совместной работы настилов из анизотроп ных 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 конферен ции. — М. : МГСУ, 2010. С. 364—375.

53. Пятикрестовский К.П., Хунагов Х.С. Обоснование зависимостей между интенсивностями напря жений 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 об шивок ребристых многогранных покрытий из древесины // Строительная механика и расчет соору жений. — М., 2011, № 3. С. 45—50.

Подписано в печать 26.09.2011. Формат 6090 1/Бумага офсетная. Офсетная печать. Тираж 100 экз.

109428, Москва, ул. 2 я Институтская, д. 6, стр. Тел.: 8 499 170 10 81; 8 499 174 79 E mail: stroy mex@yandex.ru






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.