Контроль стойкости изгибаемых конструкций из клееной древесины к трещинообразованию Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

СТРОИТЕЛЬСТВО И АРХИТЕКТУРА

Делова М. И., канд. техн. наук, Авдяков Д. В., канд. техн. наук Курский государственный университет

КОНТРОЛЬ СТОЙКОСТИ ИЗГИБАЕМЫХ КОНСТРУКЦИЙ ИЗ КЛЕЕНОЙ ДРЕВЕСИНЫ К ТРЕЩИНООБРАЗОВАНИЮ

avd-77@mail.ru

Приведены результаты исследований по определению схемы нагружения, наиболее полно отвечающей реальным условиям работы клееных деревянных конструкций и условий зарождения трещин в изгибаемых элементах. Предлагается методика контроля стойкости изгибаемых конструкций из клееной древесины к трещинообразованию.

Ключевые слова: деревянные клееные конструкции, изгиб, прочность, надежность, долговечность, напряжения, деформации, несущая способность, статическая нагрузка._

Одной из наиболее важных задач, стоящих перед исследователями является контроль прочностных и деформационных параметров - эксплуатационных параметров - строительных конструкций в течение всего срока службы. Решение данной задачи невозможно без учета реальных процессов, протекающих в конструкциях, одним из которых является зарождение и развитие трещин технологического и силового происхождения, которые существенно снижают общую несущую способность элементов, являясь концентраторами напряжений. Поэтому в последнее время внимание исследователей все больше и больше концентрируется на способности строительных материалов и конструкций сопротивляться трещинообразованию т.е. на а)

\т \т

|//2_^

трещиностойкости. Клееная древесина, как известно, обладает большим сопротивлением при изгибе, чем при других формах напряженно-деформированного состояния, в связи с чем конструкции из клееной древесины чаще всего проектируют изгибаемыми. Поэтому целью проведенных исследований стала стойкость к трещи-нообразованию изгибаемых клееных конструкций.

Для определения схемы нагружения, наиболее полно отвечающей реальным условиям работы клееных деревянных конструкций и изучения условий зарождения трещин в изгибаемых элементах была проведена серия испытаний образцов, где варьировался параметр х в пределах х=0,5...0,25 /р (рис. 1)

б)

/

/////

+

/р-2х

+

77777

77777 _

//77/

7+

1п

Рис. 1. Схемы приложения нагрузки а) х = 0,3751р; х = 0,3541р; х = 0,3331р;х = 0,2501р; б) х = 0,5001р

Для проведения испытаний была использована установка, нагружение образцов в которой осуществлялось с помощью винтового пресса. Передача нагрузки на образец производилась в двух точках на расстоянии х от опор в зависимости от принятых схем погружения. Нагрузка на образец передавалась через металлическую траверсу. Для исключения обмятия образцов в местах приложения нагрузки и на опорах ис-

пользовали металлические прокладки. Контроль за величиной нагрузки производили по динамометру ДОСМ-0.2 с пределом измерений от 0 до 2,0 кН (цена деления ±5 Н), который, в свою очередь, выполнял роль одной из опор.

Нагружение образцов проводили ступенчато-возрастающей нагрузкой. Величина одной ступени нагружения составляла (100±5)Н.

х

х

х

х

/

р

В общее время нагружения входило время снятия отсчетов по приборам. Время до разрушения одного образца составляло 3^5 минут.

По результатам проведенных исследований можно сделать следующие выводы:

- разрушение образцов при всех схемах нагружения происходило от разрыва волокон в растянутой зоне (рисунок 2), что согласуется с результатами предварительного анализа о влиянии схем нагружения на форму разрушения элементов при изгибе;

- величина средней разрушающей нагрузки Р раз уменьшается с увеличением отношения х/1р (где х - расстояние от опоры до места приложения нагрузки; 1р - расчетный пролет). Величины среднего разрушающего напряжения ара3 представлены в табл. 1.

- полученные результаты свидетельствуют о линейной зависимости деформаций от уровня нагружения как в сжатой, так и в растянутой зонах образца, что позволяет сделать вывод о линейной зависимости между напряжениями и деформациями в сжатой и растянутой зонах изгибаемого образца;

- полученные результаты свидетельствуют о линейной зависимости деформаций от уровня нагружения как в сжатой, так и в растянутой зонах образца, что позволяет сделать вывод о линейной зависимости между напряжениями и деформациями в сжатой и растянутой зонах изгибаемого образца;

- деформации по абсолютной величине в

растянутой зоне при всех схемах нагружения больше деформаций в сжатой зоне. При этом независимо от схем приложения нагрузок разница в величинах деформаций от напряжений статистически недостоверна [1], что позволило объединить результаты испытаний в одну выборку, соответственно для растянутой и сжатой зоны.

Рис. 2. Характер разрушения образцов при изгибе в зависимости от отношения х/1р

Однако зависимость величины среднего разрушающего напряжения при различных схемах нагружения образцов статистически не достоверна.

Таблица 1

Величина среднего разрушающего напряжения при различных схемах _нагружения образцов_

Схема приложения нагрузки

х/1р

Статистические характеристики

раз >

МПа

Б а МПа

Та, %

р> %

А

|/'2_|/-2

0,500

102,60

4,65

4,53

2,03

1

0,375

106,40

6,54

6,14

2,75

+

+

77777 _, £_

0,354

100,20

7,92

7,90

3,53

0,333

104,20

6,58

6,32

2,82

0,250

102,80

5,67

5,52

2,47

Для определения модулей упругости древесины в растянутой и сжатой зонах были использованы соответственно следующие формулы [2]:

Е+={М / W)■[(еp + ес )/ 2е2р ], (1) Е-Х={Ы / ^)-[(ер + ес )/2ес2 ], (2)

где М - разрушающий момент от внешних нагрузок, кНм; Ж - момент сопротивления об-

разца, м3; £р, ес - фибровые деформации в растянутой и сжатой зоне при одном уровне нагрузки соответственно, 10-5.

При статистическом анализе результатов, установлено, что полученные величины модулей упругости для растянутой и сжатой зон принадлежат одной совокупности [1]. Поэтому результаты исследований по оценке модуля упругости для всех схем нагружения были объединены в одну выборку (табл. 2).

х

х

I

Таблица 2

Усредненные величины модулей упругости для растянутой и сжатой зон образцов_

Растянутая зона Сжатая зона

модуль упругости E +х , МПа корреляционное уравнение модуль упругости E-, МПа корреляционное уравнение

17389,6 ст+ = 1,789 • г - 104 19717,5 ст = 1,895 • г - 104

Полученные величины модулей упругости в изгибаемых образцах в растянутой зоне меньше, чем в сжатой зоне. В технической литературе модули упругости древесины на одноосное растяжение превышают таковые на сжатие на 10% - 15% [3], а при изгибе модуль упругости сопоставим по величине с модулем упругости на растяжение, что не согласуется с проведенными испытаниями. Это говорит о том, что механические характеристики при таком виде напряженного состояния, как изгиб, нельзя отождествлять с механическими характеристиками для одноосного растяжения или сжатия. Различие в модулях упругости связано с влиянием касательных напряжений на работу изгибаемого элемента.

Анализ характера разрушения образцов показал, что зарождение магистральной трещины в большинстве образцов происходило в зоне чистого изгиба т.е. между приложенными силами. Поэтому для определения параметров трещино-стойкости изгибаемых элементов из клееной древесины была выбрана модель с имитацией трещины именно в этой зоне и отношением x/lp = 0,25 (рис.3). Размеры образцов составили L = 450мм, h = 45мм, толщиной t = 40мм, влажность образцов составила 14%. Глубина инициированной трещины для определения зависимости KIC - a/h назначили а/h = 0,11, а/h = 0,2, а/h = 0,33' т.е а = 5, 9 и 15 мм

Клеевой шов

F Инициированная трещина

lp/4 * lp/4 * lp/4 * lp/4 * t

У / У l ' lp / t

/ * *

Разрушение образцов было хрупким и сопровождалось акустической эмиссией. Трещины зарождались в клеевом шве и следовали вдоль волокон в направлении, нормальном к плоскости начального пропила по массиву древесины. Трещины распространялись обычно в обоих направлениях относительно инициированной трещины. Если волокна располагались под углом к клеевому шву, то трещина, не пересекая их, уходила в клеевой шов. Трещина прорастала вдоль волокон (горизонтально) до точек приложения нагрузки в четвертях пролета, а затем в зоне одновременного действия изгибающего момента и поперечной силы устремлялась вверх, разрывая волокна древесины, в результате чего образец окончательно терял несущую способность. Таким образом, в процессе проведения эксперимента измерялись две нагрузки, при которой начинался рост трещины, и , при которой образец полностью терял несущую способность. Анализ зависимости траектории роста трещины

Рис. 3. Балочный образец с трещиной с поворотом (БОТП-образец)

и критического коэффициента интенсивности напряжений от структуры древесины не дал результатов из-за относительно малого числа выборки для такого неоднородного материала, как древесина.

Поскольку в месте расположения искусственной трещины отсутствуют сдвигающие напряжения и есть растягивающие, в результате действия изгибающего момента, то критический коэффициент интенсивности напряжений определяли по формуле:

kic =

M

t (h - а)3 ]

6(h - а)

33

а

(h - а )

13 + а3

(3)

где М - изгибающий момент, возникающий в вершине трещины от действия нагрузки; I -толщина образца; И - высота образца; а - глубина инициированной трещины [5].

В результате испытаний получили: при а/h = 0,11 KIC = 117,5 КПам12, при а/h = 0,2 К1С = 348,2 КПам12 , при а/h = 0,33 KIC = 770,45 КПам12 и статистически достоверную зависимость между отношением длины трещины к высоте образца и критическим коэффициентом интенсивности напряжений

KIC = 3125097(a/h)2 + 1591775(a/h)- 95159

Полученная зависимость имеет практически прямолинейный вид и является возрастающей, что по нашему мнению, это связано прежде всего с уменьшением значения изгибающего момента по высоте сечения при одной и той же нагрузке, что в свою очередь ведет к увеличению трещиностойкости изгибаемых элементов.

Анализ данных показал, что нагрузка, соответствующая полной потери образцом несущей способности Ртах, в среднем на 30% выше нагрузки страгивания уже существующей трещины Pc:

- при а = 0,11 h, Pc = 0,717 Pmax;

- при а = 0,2 h, Pc = 0,616 Pmax;

- при а = 0,33 h, Pc = 0,83 Pmax.

При анализе достоверности различия полученных результатов можно сделать вывод, что при вероятности P = 0,95 различие средних достоверно только в диапазоне 9.. .15 мм, хотя если брать среднее значение отношения Рс/Ртах для длины трещины а = 5.9 мм и сравнивать их со значением этого отношения при а = 15 мм, достоверность нарушается. Следовательно, можно сделать вывод о том, что во всех случаях

Рс/Р max 0,72

Следует отметить, что для определения по описанной выше методике влияния таких факторов как длительность нагружения, геометрические размеры, строение, порода, температура и влажность клееной древесины требуются дополнительные исследования, результаты которых можно использовать при контроле стойкости клееных деревянных конструкций к трещи-нообразованию.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИМ СПИСОК

1. Джонсон, Н. Статистика и планирование эксперимента в технике и науке: Методы обработки данных / Н. Джонсон, Ф. Лион. - М.: Мир, 1980. - 610 с.

2. Сухарев, И.П. Экспериментальные методы исследования деформаций и прочности / И.П. Сухарев. - М.: Машиностроение, 1987. -216 с.

3. Боровиков, А.М. Справочник по древесине: Справочник / А.М. Боровиков, Б.Н. Уго-лев. - М.: Лесн. Пром-сть, 1989. - 296 с.

4. Smith, T.W. Fracture mechanics analysis of butt joints in laminated wood beams / T.W. Smith, D.T. Penney // Wood Sci. - 1980 - №12(4). - Р. 227-235.