CC BY
0СТРОИТЕЛЬСТВО / CONSTRUCTION
© М. Ю. Трошин, А. В. Турков, А. В. Заев, 2024
УДК 624.074.1 2.1.1 Строительные конструкции, здания
и сооружения (технические науки)
ВЛИЯНИЕ ТОЛЩИНЫ ПОПЕРЕЧНОГО И ПРОДОЛЬНЫХ СЛОЕВ НА ДЕФОРМАЦИИ И НАПРЯЖЕНИЯ В 3-СЛОЙНОЙ ПЛИТЕ ДПК(CLT), СМОДЕЛИРОВАННОЙ КАК СОСТАВНАЯ ПЛАСТИНА
М. Ю. Трошин, А. В. Турков, А. В. Заев
Орловский государственный университет имени И. С. Тургенева, Орел, Россия
EFFECT OF TRANSVERSE AND LONGITUDINAL LAYER THICKNESS ON DEFORMATIONS AND STRESSES IN A THREE-LAYER CLT PANEL MODELED AS A COMPOSITE PLATE
Mikhail Yu. Troshin, Andrei V. Turkov, Alexey V. Zaev Orel State University named after I. S. Turgenev, Orel, Russia
Аннотация. В исследовании рассмотрено влияние толщины поперечного и продольных слоев трехслойной плиты из древесины перекрестно-клееной на деформации и распределение возникающих растягивающих и сжимающих нормальных напряжений в слоях. В связи с тем, что в настоящее время нет единой методики расчета многослойных материалов с ортотропными свойствами в слоях, исследование проведено с использованием вычислительного комплекса SCAD+ с помощью метода конечных элементов. Исследуемая модель представляла собой составную ортотропную пластину. Были получены, систематизированы и наглядно показаны зависимости значений максимального прогиба и нормальных напряжений от изменения толщины поперечного и продольных ламелей в трехслойной плите из древесины перекрестноклееной при различных граничных условиях. В результате исследования определено, что наибольшее влияние на величину прогиба и нормальных напряжений вдоль пролета оказывают продольные
Abstract. The study examines the effect of the transverse and longitudinal layers thickness of a three-layer CLT panel on the deformations and distribution of the resulting tensile and compressive normal stresses in the layers. Due to the current lack of a unified methodology for the calculation of multilayer materials with orthotropic properties in layers at present, we carried out the study with the SCAD+ computing complex using the finite element method. The studied model was a composite orthotropic plate. The authors obtained, systematized and clearly showed the dependences of the values of the maximum deflection and normal stresses on the thickness variation of transverse and longitudinal lamellae in a three-layer CLT panel under different boundary conditions. As a result of the study, we found that the greatest influence on the deflection and normal stresses along the span was caused by the longitudinal slab layers. The results provide a better insight into the relationship between deformability and stress distributions and the variation of transverse and longitudinal layer
30 DOI 10.31660/2782-232X-2024-2-30-41 Архитектура, строительство, транспорт
2024. № 2 (108). С. 30-41
слои плиты. Полученные результаты дают более глубокое понимание взаимосвязи деформатив-ности и распределений напряжений и изменения толщины поперечного и продольного слоев, а полученные закономерности могут быть использованы при проектировании строительных конструкций с применением ДПК.
Ключевые слова: деревянные конструкции, древесина перекрестноклееная, СП-панели, распределение напряжений, прогиб, составные пластины, многослойные конструкции
thicknesses. The obtained patterns can be used in the design of building structures using CLT panel.
Key words: timber structures, cross-laminated timber, CLT panel, stress distribution, deflection, composite plates, multilayer structures
Для цитирования: Трошин, М. Ю. Влияние толщины поперечного и продольных слоев на деформации и напряжения в 3-слойной плите ДПК (CLT), смоделированной как составная пластина / М. Ю. Трошин, А. В. Турков, А. В. Заев. - DOI 10.31660/2782-232X-2024-2-30-41. - Текст : непосредственный // Архитектура, строительство, транспорт. - 2024. - № 2 (108). - С. 30-41.
For citation: Troshin, M. Yu., Turkov, A. V., & Zaev, A. V. (2024). Effect of transverse and longitudinal layer thickness on deformations and stresses in a three-layer CLT panel modeled as a composite plate. Architecture, Construction, Transport, (2(108)), pp. 30-41. (In Russian). DOI 10.31660/2782-232X-2024-2-30-41.
1.Введение
В последние десятилетия древесина перекрестноклееная (ДПК), или СП-панель, широко используется как в малоэтажном, так и в средне-этажном строительстве. Данный материал получил распространение в странах Западной Европы и России благодаря своей экологичности, технологичности, эстетичному внешнему виду, малому весу, а также высоким показателям несущей способности. Перспективы развития деревянного домостроения с применением плит из ДПК отражены в работе [1].
Характерной особенностью древесины всех пород является анизотропия, поэтому перекрестная склейка способствует не только увеличению сдвиговой жесткости конструкции за счет клеевого слоя между слоями досок, но и увеличению жесткости при поперечном изгибе за счет перекрестного расположения досок [2]. Ввиду того, что вариаций конструктивных решений плит на основе древесины существует большое количество, актуальным остается вопрос исследования несущей способности и деформа-
тивности плит из ДПК при изменении толщины слоев конструкции. Кроме того, важным является изучение данного влияния при различных видах опирания конструкции, так как они могут оказывать значительное воздействие на максимальные прогибы и распределение нормальных напряжений.
Ранее авторами проводились исследования плит из древесины перекрестноклееной на де-формативность и несущую способность. Вычисления производились в БСАО+ с использованием метода конечных элементов (МКЭ). Конструкция была смоделирована из объемных конечных элементов с шарнирным опиранием с двух сторон плиты [3-4]. В настоящей статье на основании [5] была смоделирована расчетная схема в виде ортотропной составной пластины. Исследование данной схемы при других геометрических изменениях описано в работе [6]. Научный интерес к плитам из ДПК подтверждается большим пластом работ, посвященным различным аспектам: соединениям [7], поведению при нагрузках [8, 9], способам расчета [10-13] и т. д. Исследованию
несущей способности посвящены в частности работы [14, 15], в которых представлен большой объем данных для установления нормативных и расчетных значений упругих характеристик ДПК. Отличительной особенностью настоящего исследования является рассмотрение влияния изменения геометрических параметров слоев плиты при различных видах опирания плиты и применение расчетной схемы в виде составной ортотропной пластины.
Целью данного исследования являлось определение влияния толщины поперечного и продольных слоев трехслойной плиты из ДПК на распределение напряжений и деформативность в слоях при различных условиях опирания. Результаты исследования позволяют выделить общие закономерности изменения максимальных прогибов и напряжений при вариации толщины поперечного и продольных слоев ламелей.
2. Материалы и методы
Исследования были проведены численным методом в вычислительном комплексе БСДО+. Расчетная схема определена как составная пластина с ортотропными свойствами в перекрестных слоях. Была смоделирована трехслойная плита из ДПК с продольными наружными и поперечным внутренним слоями. Для обеспечения высокой точности вычислений были выбраны пластинчатые КЭ размером 50 х 50 мм. Связи между слоями представляли собой стержни с очень высокой жесткостью ЕА = 5 • 104 кН во избежание их влияния на прогиб плиты и были разделены на два вида: связи сдвига, препятствующие сдвигающим деформациям слоев, и поперечные связи, не позволяющие сближаться или отдаляться слоям друг от друга. Общий вид КЭ в слоях составной пластины представлен на рис. 1.
Слой 1 Слой 2 Слой 3
I Поперечные
связи
Связи сдвига
Рис. 1. Конечные элементы в слоях составной пластины в трехслойной плите из ДПК
Fig. 1. Finite elements in composite plate layers in a three-layer CLTpanel
Для расчета были смоделированы три вида граничных условий: шарнирно-подвижная опора с одной стороны и шарнирно-неподвижная с другой (шарнирное опирание); жесткое защемление с двух сторон; жесткое защемление с одной стороны и шарнирно-подвижная опора с другой (жесткое защемление с шарниром). Нагружение плиты задавалось равномерно распределенной нагрузкой на верхний слой составной пластины равной 0.285 кН/м. Конструкция имела пролет 5 890 мм и ширину 1 140 мм. Ширина ламелей в слоях - 190 мм, толщина - 42 мм. Расчетные схемы конструкции изображены на рис. 2.
Плита из ДПК является конструкцией с ортотропными свойствами слоев, поэтому слоям составной пластинки назначены жесткости с различным значением модулей упругости вдоль осей OX и OY, модуля сдвига и коэффициентов Пуассона, числовые значения которых приняты в соответствии с нормативной документацией СП 64.13330.20171:
• в продольном направлении: Ex = 4 • 105 кН/м2,
E = 1 • 107 кН/м2, G = 5 • 105 кН/м2, v = 0.45,
y xy xy
v = 0.018.
yx
• в поперечном направлении: ExQ0 = 1 • 107 кН/м2,
Ean = 4 • 105 кН/м2, G Q0 = 5 • "То5 кН/м2, v 90 =
y90 ' xyQ0 ' xyQ0
0.018, v90 = 0.45.
yxQ0
1 Деревянные конструкции = Timber structures : СП 64.13330.2017 : Актуализированная редакция СНиП II-25-80 : утвержден
приказом Министерства строительства и ЖКХ РФ от 27 февраля 2017 г. № 129/пр и введен в действие с 28 августа 2017 г. / Исполнитель - АО «НИЦ «Строительство» - ЦНИИСК им. В. А. Кучеренко. - Текст : электронный // Электронный фонд правовых и нормативно-технических документов. - URL: https://docs.cntd.ru/document/456082589 (дата обращения: 14.07.2023).
a)
Za
q=0 285kH/M
[=5890mm
c)
a)
42 32
18 12
0 -0.2 -0.4 -0.6 -0.8 -1 -1.2 -1.4
-0J49
62
07
_____-1 18
Толщина поперечного слоя, мм
c)
42 32 25 18
0 -0.5 -1
W0,MM -1.5 -2 -2.5 -3
; ;
-1J02 !
1 i54
87
^ -2 46
b)
Za
I
д=0.285кН/м
I I 1 I i I I I I
1=^890мм
3. Результаты
Для изучения основных зависимостей деформаций и напряжений от изменения толщины поперечных и продольных слоев были рассмотрены конструкции плиты из ДПК при постоянной толщине продольных слоев с варьируемой толщиной поперечного слоя, составляющей 9, 12, 18, 25, 32 и 42 мм. Также были рассмотрены конструкции с постоянной толщиной поперечного слоя и варьируемой толщиной продольных слоев, составляющей 9, 12, 18, 25, 32 и 42 мм.
Для подробного изучения распределения нормальных напряжений конечные элементы были организованы по группам в соответствии со слоем, которому принадлежит данный КЭ. На-
Рис. 2. Расчетные схемы трехслойной плиты из ДПК с граничными условиями: а) жесткое защемление;
b) шарнирное опирание; с) жесткое защемление с шарниром
Fig. 2. Calculation diagrams of a three-layer CLT panel with boundary conditions: a) rigid restraint; b) hinged bearing;
c) rigid restraint with a hinge
ружным продольным слоям присвоены номера 1 и 3, внутреннему поперечному - 2.
Был произведен линейный расчет многофронтальным методом в SCAD+, в результате которого получены данные с результатами вычислений при изменяемой толщине поперечного слоя (таблица 1). Для получения более полной картины были отобраны выборки максимальных растягивающих (со знаком +) и максимальных сжимающих (со знаком -) нормальных напряжений. Для наглядности построены графики влияния толщины поперечного слоя плиты из ДПК на максимальный прогиб и напряжения oy (вдоль пролета) и ох (поперек пролета) в плите при различных видах опирания конструкции (рис. 3-5).
b)
W0, мм
-2J45
»------------
-5 38
91
Толщина поперечного слоя, мм
Толщина поперечного слоя, мм
Рис. 3. Зависимость максимального прогиба от толщины поперечного слоя: а) жесткое защемление на обеих опорах; b) шарнирное опирание на обеих опорах; с) жесткое защемление с шарниром Fig. 3. Dependence of maximum deflection on the transverse layer thickness: a) rigid restraint on both supports; b) hinged bearing on both supports; c) rigid restraint with a hinge
a)
пг кН/м2 400
b)
о„ кН/м2
300 200 100 0 -100 -200 -300 -400
c)
ау кН/м2 500
764 30 286.5 298.38
196.98 221.28 241.4
3.91 4.32 4.63 4.96 5.26 5.41
-3.91 -4.32 -4.63 -4.96 -5.26 -5.41
-196.97 -221.28 -741 4
-264.39 -286.5 -298.38
400 300 200 100 О -100 -200 -300 -400 -500
a)
а^ кН/м2 15
c)
^ кН/м2 20.00
5.00 0.00
32 25 18 12
Толщина поперечного слоя, мм
364.56 399.25 432.65 -4S&«-
297.57
5.88 6.49 6.96 7.46 7.91 8.14
-1.16 -1.25 -1.32 -1.38 -1.42 -1.44
.__
-269.19 -299.13 -323.84
-379.46 -394.18
32 25 18
Толщина поперечного слоя, мм
13.47 10.46^-»— *
7.11 ^
3.85 5.06
3.54 3.97 4.33 4.75 5.14 5.36
-3.54 -3.97 -4.33 -4.75 -5.14 -5.36
-3.85 -5.06 -7.11^
-10.46
42 32 25 18 12 9
Толщина поперечного слоя, мм
16.53
9.06
4.38 5.64 --- -- --
5.35 6.01 6.55 -- -W8—
-4.86 -5.40 -5.85 -6.36 -Л R6 --744-
-4.25 -5.90 --
-10.95
-16.14
-20.79
42 32 25 18 12 9
Толщина поперечного слоя, мм
-1.3 слой (растяжение) —•—1.3 слой (сжатие) - 2 слой (растяжение) —•— 2 слой (сжатие)
Рис. 4. Зависимость растягивающих и сжимающих нормальных напряжений oy от толщины поперечного слоя: а) жесткое защемление на обеих опорах;
b) шарнирное опирание на обеих опорах;
c) жесткое защемление с шарниром
Fig. 4. Dependence of tensile and compressive normal stresses oy on the transverse layer thickness: a) rigid restraint on both supports; b) hinged bearing on both supports; c) rigid restraint with a hinge
b)
с, кН/м2
-1.3 слой (растяжение) - 2 слой (растяжение)
-1.3 слой (сжатие) 2 слой (сжатие)
Рис. 5. Зависимость растягивающих и сжимающих нормальных напряжений ox от толщины поперечного слоя: а) жесткое защемление на обеих опорах;
b) шарнирное опирание на обеих опорах;
c) жесткое защемление с шарниром
Fig. 5. Dependence of tensile and compressive normal stresses ox on the transverse layer thickness: a) rigid restraint on both supports; b) hinged bearing on both supports; c) rigid restraint with a hinge
л S"
£ л
с
3
(л
с л
г. о
3
а з
■8 о
Таблица 1/ТаЫв 7
Зависимость деформаций и нормальных напряжений трехслойной плиты ДПК от толщины поперечного слоя при различных граничных условиях Dependence of deformations and normal stresses of a three-layer CLT panel on the transverse layer thickness under different boundary conditions
s n n a Толщина поперечного слоя, мм Максимальный прогиб И/0, мм, при условии опирания: Нормальные растягивающие напряжения а ,кН/м2, 1 ураспг при условии опирания: Нормальные сжимающие напряжения а , 1 усжапг кН/м2, при условии опирания: Нормальные растягивающие напряжения а ..., 1 храспг кН/м2, при условии опирания: Нормальные сжимающие напряжения а ..., 1 хсжапг кН/м2, при условии опирания:
№ № s ¡5 n a 0 s жесткое защемление шарнирное жесткое защемление с шарниром жесткое защемление шарнирное жесткое защемление с шарниром жесткое защемление шарнирное жесткое защемление с шарниром жесткое защемление шарнирное жесткое защемление с шарниром жесткое защемление шарнирное жесткое защемление с шарниром
42 -0.49 -2.45 -1.02 196.98 284.66 297.57 -196.97 -284.74 -269.19 3.54 2.67 5.35 -3.54 -2.67 -4.86
32 -0.62 -3.09 -1.29 221.28 316.67 334.25 -221.28 -316.79 -299.13 3.97 2.38 6.01 -3.97 -2.37 -5.40
1, 25 -0.74 -3.70 -1.54 241.40 342.84 364.56 -241.40 -343.01 -323.84 4.33 2.08 6.55 -4.33 -2.07 -5.85
3 18 -0.90 -4.50 -1.87 264.39 372.54 399.25 -264.39 -372.76 -352.15 4.75 1.76 7.17 -4.75 -1.74 -6.36
12 -1.07 -5.38 -2.24 286.50 400.94 432.65 -286.50 -401.21 -379.46 5.14 1.70 7.78 -5.14 -1.53 -6.86
9 -1.18 -5.91 -2.46 298.38 416.12 450.63 -298.38 -416.42 -394.18 5.36 1.78 8.10 -5.36 -1.47 -7.14
42 -0.49 -2.45 -1.02 3.91 1.47 5.88 -3.91 -1.57 -1.16 2.90 3.05 4.38 -2.90 -2.48 -4.25
32 -0.62 -3.09 -1.29 4.32 1.62 6.49 -4.32 -1.71 -1.25 3.85 5.04 5.64 -3.85 -2.67 -5.90
2 25 -0.74 -3.70 -1.54 4.63 1.74 6.96 -4.63 -1.81 -1.32 5.06 7.57 6.97 -5.06 -2.56 -7.78
18 -0.90 -4.50 -1.87 4.96 1.90 7.46 -4.96 -1.91 -1.38 7.11 12.04 9.06 -7.11 -2.22 -10.95
12 -1.07 -5.38 -2.24 5.26 2.08 7.91 -5.26 -1.97 -1.42 10.46 19.21 12.33 -10.46 -3.65 -16.14
9 -1.18 -5.91 -2.46 5.41 2.22 8.14 -5.41 -2.00 -1.44 13.47 25.39 16.53 -13.47 -4.88 -20.79
w cn
Как видно на рис. 3, наибольшее значение прогиба при изменении толщины поперечного слоя - 5.91 мм - достигается при шарнирном опи-рании плиты. При этом наибольшее нормальное напряжение вдоль пролета плиты о, как следует из рис. 4, возникает в растянутом слое плиты при жестком защемлении с шарниром и составляет 450.63 кН/м2. Значения нормальных напряжений
ох значительно ниже, чем значения о. Данный факт свидетельствует о том, что при расчете плит подобных конструкций особое внимание следует уделять именно напряжениям оу. Подобным образом были проведены исследования трехслойных плит из ДПК с изменяемой толщиной продольных слоев. Результаты вычислений сведены в таблицу 2, построены аналогичные графики (рис. 6-8).
a)
b)
W0, мм
-0.84
-2 324
-4 зК
-6 42
W0, мм
42 32
-4.2 ^ -6 64 ^^
-11 бК
-21
-32.3
Толщина продольных слоев, мм
Толщина продольных слоев, мм
Рис. 6. Зависимость максимального прогиба от толщины продольных слоев: а) жесткое защемление на обеих опорах; b) шарнирное опирание на обеих опорах; с) жесткое защемление с шарниром Fig. 6. Dependence of maximum deflection on the longitudinal layers thickness: a) rigid restraint on both supports; b) hinged bearing on both supports; c) rigid restraint with a hinge
Рис. 6-8 свидетельствуют о том, что при изменении толщины продольных слоев сохраняются те же тенденции, что и при изменении толщины поперечного слоя, однако влияние на деформации и напряжения значительно выше. Это связано с тем, что значение модуля упругости
древесины вдоль волокон значительно выше, чем поперек.
Кроме того, при уменьшении толщины продольных слоев площадь поперечного сечения плиты уменьшается сильнее, чем при уменьшении толщины поперечного слоя.
a)
Oy, кН/м2 2000
b)
c)
<sy кН/м2 3000
32 25 18
Толщина продольных слоев, мы
a)
кН/м2
32 25 18
Толщина продольных слоев, мм
c)
32 25 18
Толщина продольных слоев, мм
-1,3 слой (растяжение) - 2 слой (растяжение)
-1,3 слой (сжатие) 2 слой (сжатие)
Рис. 7. Зависимость растягивающих и сжимающих нормальных напряжений oy от толщины продольных слоев: а) жесткое защемление на обеих опорах;
b) шарнирное опирание на обеих опорах;
c) жесткое защемление с шарниром
Fig. 7. Dependence of tensile and compressive normal stresses oy on the longitudinal layers thickness: a) rigid restraint on both supports; b) hinged bearing on both supports; c) rigid restraint with a hinge
b)
-1.3 слой (растяжение) -2 слой (растяжение)
-1,3 слой (сжатие) 2 слой (сжатие)
Рис. 8. Зависимость растягивающих и сжимающих нормальных напряжений ox от толщины продольных слоев: а) жесткое защемление на обеих опорах;
b) шарнирное опирание на обеих опорах;
c) жесткое защемление с шарниром
Fig. 8. Dependence of tensile and compressive normal stresses ox on the longitudinal layers thickness: a) rigid restraint on both supports; b) hinged bearing on both supports; c) rigid restraint with a hinge
ш 00
Таблица 2/ТаЫе 2
Зависимость деформаций и нормальных напряжений трехслойной плиты ДПК от толщины продольных слоев при различных граничных условиях Dependence of deformations and normal stresses of a three-layer CLT panel on the longitudinal layers thickness under different boundary conditions
Исследуемые слои Толщина продольных слоев, мм Максимальный прогиб И^, мм, при условии опирания: Нормальные растягивающие напряжения <7урост,кН/м2, при условии опирания: Нормальные сжимающие напряжения а , 1 усжат кН/м2 при условии опирания: Нормальные растягивающие напряжения а , 1 хрвст кН/м2 при условии опирания: Нормальные сжимающие напряжения а , 1 хсж am кН/м2 при условии опирания:
жесткое защемление шарнирное жесткое защемление с шарниром жесткое защемление шарнирное жесткое защемление с шарниром жесткое защемление шарнирное жесткое защемление с шарниром жесткое защемление шарнирное жесткое защемление с шарниром жесткое защемление шарнирное жесткое защемление с шарниром
42 -0.49 -2.45 -1.02 196.98 284.66 297.57 -196.97 -284.74 -269.19 3.54 2.67 5.35 -3.54 -2.67 -4.86
32 -0.84 -4.20 -1.75 304.98 431.55 460.70 -304.98 -431.62 -403.05 5.48 4.92 8.28 -5.48 -4.92 -7.27
1, 25 -1.33 -6.64 -2.76 443.75 617.88 670.34 -443.75 -617.94 -568.42 7.98 8.03 12.05 -7.98 -8.03 -10.24
3 18 -2.32 -11.62 -4.83 708.29 969.87 1069.77 -708.30 -969.95 -893.20 12.74 14.07 19.23 -12.74 -14.07 -16.10
12 -4.31 -21.64 -8.98 1208.80 1626.90 1825.19 -1208.80 -1626.95 -1519.08 21.73 25.46 32.82 -21.73 -25.46 -27.37
9 -6.42 -32.30 -13.39 1726.05 2294.45 2606.07 -1726.06 -2294.50 -2155.23 31.03 37.03 46.85 -31.03 -37.03 -38.83
42 -0.49 -2.45 -1.02 3.91 1.47 5.88 -3.91 -1.57 -1.16 2.90 3.05 4.38 -2.90 -2.48 -4.25
32 -0.84 -4.20 -1.75 6.33 1.84 9.50 -6.33 -1.99 -1.96 4.07 3.59 6.12 -4.07 -3.59 -5.75
2 25 -1.33 -6.64 -2.76 9.56 2.27 14.34 -9.56 -2.45 -3.83 5.41 4.63 8.13 -5.41 -4.63 -7.44
18 -2.32 -11.62 -4.83 15.82 2.96 23.70 -15.82 -3.17 -7.53 7.76 5.90 11.64 -7.76 -5.90 -10.29
12 -4.31 -21.64 -8.98 27.04 3.93 40.50 -27.04 -4.14 -13.38 12.63 7.17 18.93 -12.63 -7.17 -14.58
9 -6.42 -32.30 -13.39 37.40 4.65 56.00 -37.40 -4.87 -17.56 17.46 7.85 26.18 -17.46 -7.85 -17.88
4. Заключение
По результатам исследований влияния толщины поперечного и продольных слоев на де-формативность и распределение нормальных напряжений в трехслойной плите из древесины перекрестноклееной, смоделированной как составная пластина, при действии статической равномерно-распределенной нагрузки и различных граничных условиях было выявлено следующее:
• наибольшее значение максимального прогиба в плите достигается при шарнирном опирании. При этом влияние толщины продольных слоев больше, чем влияние толщины поперечных. Так, при минимальной толщине поперечного слоя прогиб равняется -5.31 мм, а при минимальной толщине продольных слоев составляет -32.3 мм. Это связано с тем, что модуль упругости вдоль волокон у древесины значительно выше, чем поперек волокон;
• при уменьшении толщины поперечного и продольных слоев наибольшие нормальные напряжения оу регистрируются в наружных слоях плиты. При этом при уменьшении толщины продольных слоев это значение в несколько раз выше, чем при уменьшении толщины поперечного слоя. Для шарнирного опирания при толщине продольных слоев 9 мм нормальные напряжения в наружных слоях плиты оу = 2 294.5 кН/м2, а при толщине поперечного слоя 9 мм нормальные напряжения в наружных слоях плиты оу = 416.12 кН/м2 (разница > 5 раз);
нормальные напряжения ох в наружных слоях значительно ниже, чем нормальные напряжения оу независимо от вида опирания и от того, толщина каких слоев изменяется. Так, при жестком защемлении плиты с толщиной продольных слоев 25 мм нормальные растягивающие напряжения оу = 443.75 кН/м2, а ох = 7.98 кН/м2 (разница > 55 раз). Ввиду малого значения данные напряжения можно не учитывать при расчете на несущую способность плит при подобной нагрузке; разница между растягивающими и сжимающими напряжениями при различных видах опирания не существенна, кроме случаев жесткого защемления с одной стороны и шарнирного опирания с другой. Так, превышение значений растягивающих напряжений относительно сжимающих в наружных продольных слоях колеблется от 12 до 20 %; по форме графиков можно сказать, что напряжения в целом меняются по одной закономерности при изменении толщины как поперечного, так и продольных слоев трехслойной плиты из ДПК; наибольшие значения нормальных напряжений оу фиксируются при жестком защемлении с одной стороны и шарнирном опи-рании с другой. Для установления точной локализации данных напряжений необходима выгрузка дополнительных данных из БСДР+ (например, изополя напряжений), что не являлось целью настоящего исследования.
Библиографический список
1. Есауленко, И. В. Перспективы развития высотного деревянного домостроения в России на примере зарубежного опыта / И. В. Есауленко. - РО! 10.31660/2782-232Х-2021-4-17-25. - Текст : непосредственный // Архитектура, строительство, транспорт. - 2021. - № 4. - С. 17-25.
2. Ашкенази, Е. К. Анизотропия древесины и древесных материалов / Е. К. Ашкенази. - Москва : Лесная промышленность, 1978. - 224 с. - Текст : непосредственный.
3. Трошин, М. Ю. Влияние толщины поперечных и продольных слоев на деформативность и распределение напряжений в трехслойных плитах древесины перекрестно-клееной / М. Ю. Трошин, А. В. Турков. -РО! 10.22227/1997-0935.2023.3.391-400. - Текст : непосредственный // Вестник МГСУ. - 2023. - Т. 18, № 3. -С. 391-400.
4. Трошин, М. Ю. Влияние шага поперечных слоев на деформативность и распределение напряжений в пятислойных плитах древесины перекрестно-клееной / М. Ю. Трошин, А. В. Турков. - РО! 10.33979/2073-
7416-2023-107-3-35-41. - Текст : непосредственный // Строительство и реконструкция. - 2023. - № 3 (107). -С. 35-41.
5. Ржаницын, А. Р. Составные стержни и пластинки / А. Р. Ржаницын. - Москва : Стройиздат, 1986. - 316 с. -Текст : непосредственный.
6. Трошин, М. Ю. Влияние шага досок в поперечном слое на деформативность и распределение напряжений в трехслойной CLT-панели, смоделированной как составная пластина / М. Ю. Трошин, А. В. Турков. -DOI 10.31660/2782-232X-2023-3-25-32. - Текст : непосредственный // Архитектура, строительство, транспорт. - 2023. - № 3 (105). - С. 25-32.
7. Failure modes and mechanical properties of bracket anchor connections for cross-laminated-timber / Y. Shen, J. Schneider, S. F. Stiemer, X. Ren. - DOI 10.1051/matecconf/201927501011. - Текст : электронный // MATEC Web of Conferences - 2019. - № 275(11):01011. - URL: https://www.researchgate.net/publication/331709903_ Failure_Modes_and_Mechanical_Properties_of_Bracket_Anchor_Connections_for_Cross-Laminated-Timber (дата обращения: 07.09.2023).
8. Evaluation of the mechanical properties of cross laminated timber with elementary beam theories compression / I. P. Christovasilis, M. Brunetti, M. Follesa [et al.]. - DOI 10.1016/j.conbuildmat.2016.06.082. - Текст : электронный // Construction and Building Materials. - 2016. - № 122:202-213. - URL: https://www.researchgate.net/ publication/304355276_Evaluation_of_the_Mechanical_Properties_of_Cross_Laminated_Timber_with_ Elementary_Beam_Theories (дата обращения: 07.09.2023).
9. Особенности поведения древесины перекрестно-клееной (ДПК/CLT) при статических и динамических нагрузках, моделирующих сейсмические воздействия / А. Бубис, И. Р. Гизятуллин, А. Н. Хворова, И. Ю. Петров. -DOI 10.37153/2618-9283-2022-2-62-80. - Текст : непосредственный // Сейсмостойкое строительство. Безопасность сооружений. - 2022. - № 2. - С. 62-80.
10. Рогожина, А. В. Расчет деформативности CLT-панели перекрытия / А. В. Рогожина. - Текст : непосредственный // Инженерный вестник Дона. - 2022. - № 6 (90). - С. 329-339.
11. Методика расчета панелей из перекрестно клееной древесины / Ш. М. Мамедов, Е. Г. Шабикова, Д. В. Нижегородцев, Т. Н. Казакевич. - DOI 10.23968/1999-5571-2020-17-5-66-71. - Текст : непосредственный // Вестник гражданских инженеров. - 2020. - № 5 (82). - С. 66-71.
12. Чебыкин, А. А. Определение расчетных характеристик сечений древесных клееных плит из перекрестных досок / А. А. Чебыкин, Ю. А. Фрицлер, С. В. Кудрявцев. - Текст : непосредственный // Академический вестник УралНИИпроект РААСН. - 2017. - № 2 (33). - С. 83-85.
13. Филимонов, М. А. Исследования прочностных и упругих характеристик плит из древесины перекрестно-клееной (ДПК/С^Г) российского производства / М. А. Филимонов, П. Н. Смирнов. - DOI 10.37153/2618-92832022-2-81-97. - Текст : непосредственный // Сейсмостойкое строительство. Безопасность сооружений. -2022. - № 2. - С. 81-97.
14. Определение прочностных и упругих характеристик древесины перекрестно клееной (ДПК/CLT) и классификация по классам прочности : отчет о НИР / Научно-исследовательский центр «Строительство» ; А. А. Погорельцев, М. А. Филимонов, П. Н. Смирнов. - Москва, 2020. - 175 с. - Текст : непосредственный.
15. Проведение исследований по определению несущей способности стеновых панелей и плит перекрытия из древесины перекрестно клееной (ДПК/CLT) и разработка методики расчета : отчет о НИР / Научно-исследовательский центр «Строительство» ; А. А. Погорельцев, П. Н. Смирнов, М. А. Филимонов. - Москва, 2020. - 268 с. - Текст : непосредственный.
References
1. Esaulenko, I. V. (2021). Prospects for the development of high-rise wooden housing construction in Russia on foreign experience. Architecture, construction, transport, (4(98)), pp. 17-25. (In Russian). DOI 10.31660/2782-232X-2021-4-17-25.
2. Ashkenazi, E. K. (1978). Anizotropiya drevesiny i drevesnykh materialov. Moscow, Lesnaya promyshlennost' Publ., 224 p. (In Russian).
3. Troshin, M. Yu., & Turkov, A. V. (2023). The effect of thickness of transverse and longitudinal layers on deformability and stress distribution in three-layer panels made of cross-laminated timber. Vestnik MGSU [Monthly Journal on Construction and Architecture], 18(3), 391-400 pp. (In Russian). DOI 10.22227/1997-0 935.2023.3.391-400.
4. Troshin, M. Yu., & Turkov, A. V. (2023). The effect of the step of transverse layers on the deformability and stress distribution in five-layer slabs of CLT-panels. Building and reconstruction, (3(107)), 35-41 pp. (In Russian). DOI 10.33979/2073-7416-2023-107-3-35-41.
Получена 03 апреля 2024 г., одобрена 13 мая 2024 г., принята к публикации 25 июня 2024 г. Received 03 April 2024, Approved 13 May 2024, Accepted for publication 25 June 2024
5. Rzhanitsyn, A. R. (1986). Sostavnye sterzhni i plastinki. Moscow, Stroyizdat Publ., 316 p. (In Russian).
6. Troshin, M. Yu., & Turkov, A. V. (2023). The effect of the lamella pitch in the transverse layer on the deformability and stress distribution in a three-layer CLT panel modeled as a composite plate. Architecture, Construction, Transport, (3(105)), pp. 25-32. (In Russian). DOI 10.31660/2782-232X-2023-3-25-32.
7. Shen, Y., Schneider, J., Stiemer, S. F., & Ren, X. (2019). Failure modes and mechanical properties of bracket anchor connections for cross-laminated-timber. MATEC Web of Conferences, No 275(11):01011. (In English). Available at: https://www.researchgate.net/publication/331709903_Failure_Modes_and_Mechanical_ Properties_of_Bracket_Anchor_Connections_for_Cross-Laminated-Timber (accessed 07.08.2023). DOI 10.1051/ matecconf/201927501011.
8. Christovasilis, I. P., Brunetti, M., Follesa, M., Nocetti, M., & Vassallo, D. (2016). Evaluation of the mechanical properties of cross laminated timber with elementary beam theories compression. Construction and building materials, No 122:202-213. (In English). Available at: https://www.researchgate.net/publication/304355276_ Evaluation_of_the_Mechanical_Properties_of_Cross_Laminated_Timber_with_Elementary_Beam_Theories (accessed 07.08.2023). DOI 10.1016/j.conbuildmat.2016.06.082.
9. Bubis, A. A., Giziatullin, I. R., Petrov I. Yu., & Khvorova, A. N. (2022). Peculiarities of behavior of cross-laminated timber (CLT) under static and dynamic loads simulating seismic impacts. Earthquake engineering. Constructions safety, (2), 62-80 pp. (In Russian). DOI 10.37153/2618-9283-2022-2-62-80.
10. Rogozhina, A. V. (2022). Calculation of the deformability of the CLT overlap panel. Ingineering journal of Don, (6(90)), pp. 329-339. (In Russian).
11. Mamedov, Sh. M., Shabikova, E. G., Nizhegorodtsev, D. V., & Kazakevich, T. N. (2020). Method for calculating cross laminated timber panels. Bulletin of Civil Engineers, (5(82)), pp. 66-71. (In Russian). DOI 10.23968/1999-55712020-17-5-66-71.
12. Chebykin, A. A., Fritzler, U. A., & Kudryavtsev, S. V. (2017). Evaluation of cross section design properties for plates from cross laminated timber. Akademicheskij vestnik Uralniiproekt RAASN, (2(33)), pp. 83-85. (In Russian).
13. Filimonov, M. A., & Smirnov, P. N. (2022). Research of strength and elastic characteristics of Russian-made cross laminated timber slabs. Earthquake Engineering. Constructions Safety, (2), pp. 81-97. (In Russian). DOI 10.37153/2618-9283-2022-2-81-97.
14. Pogoreltsev, A. A., Filimonov, M. A., & Smirnov, P. N. (2020). Opredelenie prochnostnyh i uprugih harakteristik drevesiny perekrestno kleenoj (DPK/CLT) i klassifikacija po klassam prochnosti: otchet o NIR. Moscow, 175 p. (In Russian).
15. Pogoreltsev, A. A., Smirnov, P. N., & Filimonov, M. A. (2020). Provedenie issledovaniy po opredeleniyu nesushchey sposobnosti stenovykh paneley i plit perekrytiya iz drevesiny perekrestno kleenoy (DPK/CLT) i razrabotka metodiki rascheta: otchet o NIR. Moscow, 268 p. (In Russian).
Сведения об авторах
Трошин Михаил Юрьевич, аспирант кафедры строительных конструкций и материалов, Орловский государственный университет имени И. С. Тургенева e-mail: mtr997@mail.ru. ORCID 0009-0008-2890-2571
Андрей Викторович Турков, докт. техн. наук, доцент, профессор кафедры строительных конструкций и материалов, Орловский государственный университет имени И. С. Тургенева, e-mail: aturkov@bk.ru. ORCID 0000-0003-1944-8529
Заев Алексей Владимирович, аспирант кафедры строительных конструкций и материалов, Орловский государственный университет имени И. С. Тургенева, e-mail: alexvzj@yandex.ru.
Information about the authors
Mikhail Yu. Troshin, Postgraduate at the Department of Building Structures and Materials, Orel State University named after I. S. Turgenev, e-mail: mtr997@mail.ru. ORCID 0009-0008-2890-2571
Andrei V. Turkov, D. Sc. in Engineering, Associate Professor, Professor at the Department of Building Structures and Materials, Orel State University named after I. S. Turgenev, e-mail: aturkov@bk.ru. ORCID 00000003-1944-8529
Aleksey V. Zaev, Postgraduate at the Department of Building Structures and Materials, Orel State University named after I. S. Turgenev, e-mail: alexvzj@yandex.ru
