Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние вопроса, обоснование задач исследований 10
1.1. Местные напряжения в узлах несущих элементов деревянных конструкций 10
1.2. Опыт конструкторских разработок узлов деревянных конструкций с местной передачей усилий 12
1.3. Опыт эксплуатации деревометаллических треугольных безраскосных ферм. Совершенствование конструкций их узлов 27
1.4. Опыт исследования местных напряжений в узлах деревянных конструкций при приложении усилий на части торца сопрягаемых элементов 35
1.5. Существующие рекомендации по учету концентрации напряжений при расчете узловых соединений деревянных конструкций 42
1.6. Обоснование выбранного направления и задачи работы 46
Глава 2. Теоретические исследования работы узлов деревометаллических треугольных безраскосных ферм. Конструкции узлов. Расчетные модели 48
2.1. О применимости МКЭ. Общие сведения 48
2.2. Численные исследования плоских расчетных моделей работы опорных узлов деревометаллических треугольных безраскосных ферм 49
2.2.1. Исследования и анализ работы известных конструкций узлов 49
2.2.2. Исследования и анализ работы новых конструкций узлов 60
2.3. Численные исследования и анализ работы новых конструкций узлов, обусловливающих пространственное НДС древесины под шайбами 77
2.3.1. Методика расчета и анализ результатов 77
2.4. Вывод 89
Глава 3. Экспериментальное и теоретическое исследование напряженно-деформированного состояния древесины при передаче усилий на торцы деревянного элемента 90
3.1. Цели и задачи исследований 90
3.2. Методика проведения экспериментальных исследований. Оборудование для испытаний 91
3.2.1. Испытательная установка. Материалы для испытаний 91
3.2.2. Тензометрическая установка. Тарировочное устройство 95
3.3. Ход эксперимента и результаты исследования 97
3.4. Определение характеристик древесины 99
3.5. Построение расчетной модели эксперимента 100
3.6. Анализ результатов теоретического и экспериментального исследования 103
3.7. Выводы 105
Глава 4. Экспериментальные исследования работы узлов деревометаллической треугольной безраскосной фермы 107
4.1. Цели и задачи исследований 107
4.2. Методика проведения экспериментальных исследований. Материалы и оборудование для испытаний 107
4.2.1 Деревометаллическая треугольная безраскосная ферма. Материалы. Оборудование 107
4.2.2 Микропроцессорная многоканальная тензометрическая система ММТС-64.01 119
4.3. Ход эксперимента и результаты исследований 122
4.4. Определение влажности, упругих и прочностных характеристик древесины 135
4.5. Выводы 138
Глава 5. Разработка расчетной модели работы узлов экспериментальной фермы. Анализ результатов теоретических и экспериментальных исследований 139
5.1. Построение расчетной модели эксперимента 139
5.2. Результаты расчета, их сопоставление с результатами эксперимента 142
5.3. Выводы 157
Глава 6. Рекомендации по конструированию, расчету и применению разработанных конструкций узлов 160
6.1. Общие положения 160
6.2. Конструирование и расчет 160
6.3. Области применения, особенности изготовления 164
Основные выводы 166
Список литературы 167
Приложение 180
- Опыт эксплуатации деревометаллических треугольных безраскосных ферм. Совершенствование конструкций их узлов
- Исследования и анализ работы новых конструкций узлов
- Анализ результатов теоретического и экспериментального исследования
- Деревометаллическая треугольная безраскосная ферма. Материалы. Оборудование
Введение к работе
Анализ опыта конструкторских разработок как у нас в стране так и за рубежом показывает, что узлы деревянных конструкций, в которых происходит передача усилий на торцы деревянных элементов, не всегда удовлетворяют требованиям прочности и надежности. В клееной древесине таких узлов часто появляются продольные трещины, которые прогрессируют с течением времени, что приводит к исчерпанию несущей способности всей конструкции. Подтверждением тому могут послужить многочисленные аварийные состояния зданий, в покрытиях которых в качестве несущих конструкций были использованы деревометаллические треугольные безраскосные фермы типа МДА и МДФ серии 1.860-2 (условно названные в проектах арками). Причинами частых расслоений клееной древесины в упомянутых узлах деревянных конструкций, помимо несоблюдения условий эксплуатации и технологических нарушений при изготовлении клееных элементов, являются также несовершенства самих конструкций узлов, в частности деталей (шайб), с помощью которых осуществляется, как правило, эксцентричная передача усилий на торцы деревянных элементов, а также несоответствие принимаемых при расчете узлов предпосылок их реальной работе. Часто эти детали по существу являются жесткими штампами, под краями которых возникают значительные концентраторы нормальных и скалывающих напряжений. Вследствие анизотропии древесины торцы деревянных клееных элементов при работе на смятие под плитами сварных башмаков оказываются особенно уязвимыми к концентраторам напряжений скалывания и раскалывания.
Проведенный анализ зарубежной практики проектирования показал, что большинство рассмотренных узлов характеризуется чрезмерной металлоемкостью, не обеспечивающей, однако, их надежности. В основном это связано с недостаточной изученностью работы узлов.
Предлагаемая к рассмотрению диссертация являлась частью работы по программе «Научные исследования высшей школы по приоритетным направлениям науки и техники». Раздел 211.03. «Создание эффективных строительных конструкций, совершенствование методов их расчета и конструирования».
Работа выполнялась при участии научного консультанта канд. техн. наук, доц. А. А. Денисенко.
Цель работы. Целью диссертационной работы являлось исследование напряженно-деформированного состояния (НДС) часто используемых в практике конструкций узлов, разработка и исследование новых более совершенных конструктивных решений узлов, а также разработка рекомендаций по проектированию предлагаемых конструкций узлов.
Диссертация состоит из введения, шести глав, основных выводов, списка литературы и приложения.
В первой главе обоснована актуальность диссертационной работы. Сообщается о роли и опыте исследования местных напряжений в узлах деревянных конструкций при приложении усилий на части торцов сопрягаемых элементов. Проведен обзор зарубежного и отечественного опыта конструкторских разработок и совершенствования конструктивных решений узлов деревянных конструкций, работающих с передачей усилий на торцы клееных элементов. Обосновано выбранное направление и сформулированы задачи работы.
Вторая глава посвящена теоретическим исследованиям работы узлов на примере деревометаллических треугольных безраскосных ферм. Приводятся традиционные разработки узлов. Предлагаются новые (авторские) более совершенные конструкции узлов. Численным методом (МКЭ) проводятся расчеты плоских и пространственных моделей работы узлов конструкций. Оценено влияние на НДС древесины у нагруженных торцов различных конструктивных особенностей и факторов.
В третьей главе проводится экспериментальное и теоретическое исследование НДС древесины при передачи усилий на торцы деревянного центрально-сжатого элемента через жесткий штамп (моделирование традиционных сварных шайб в узлах конструкций) и шайбу с переменной
7изгибной жесткостью (моделирование новых конструкций шайб). Описана ^ методика исследований. Дан сопоставительный анализ результатов теоретического и экспериментального исследований.
Четвертая глава посвящена экспериментальным исследованиям работы узлов деревометаллической треугольной безраскосной фермы при использовании традиционных и новых, разработанных автором, конструкций. Приведена методика испытаний, описано оборудование, использованное в экспериментах. Найдены упругие и физико-механические характеристики А древесины, используемой в эксперименте, и необходимых для дальнейшего построения расчетной модели. Основные результаты испытаний приведены в виде графиков и таблиц.
В пятой главе проводится разработка расчетной модели работы узлов экспериментальной фермы-образца. Дан сопоставительный анализ результатов теоретических и экспериментальных исследований.
В шестой главе разработаны рекомендации по конструированию, расчету и * изготовлению разработанных конструкций узлов с применением шайб переменной изгибной жесткости.
Сформулированы основные выводы.
Прилагается список литературы.
В приложении даны справки и патент на изобретение.
Научная новизна работы состоит: - в новых результатах теоретических исследований (МКЭ) НДС узлов, проведенных с учетом влияния анизотропии свойств древесины, ряда конструктивных мероприятий и условий эксплуатации; - в новых результатах экспериментальных исследований, проведенных посредством метода электрического тензометрирования, с помощью которого исследовалось местное НДС древесины у нагруженных торцов под шайбами.
Практическая ценность работы заключается: - в разработке новых конструкций узлов с местной передачей усилий на торцы деревянных элементов посредством шайб с переменной изгибной жесткостью: в разработке рекомендаций по конструированию, расчету и изготовлению предложенных конструкций узлов; в возможности снижения материалоемкости по сравнению с существующими типовыми конструкциями узлов.
Новизна опытно-конструкторских разработок подтверждена патентом РФ на изобретение №2235836.
Апробация работы. Основные результаты диссертационных исследований доложены, обсуждены и представлены в материалах:
58 научно-технической конференции НГАСУ (Новосибирск, апрель 2001 г.); -59 научно-технической конференции НГАСУ (Новосибирск, апрель 2002 г.);
60 научно-технической конференции НГАСУ (Новосибирск, апрель 2003 г.);
61 научно-технической конференции НГАСУ (Новосибирск, апрель 2004 г.); V Всероссийской научно-технической конференции студентов и аспирантов «Проблемы социального и научно-технического развития в современном мире» (Рубцовск, 15-16 мая 2003 г.); VI Международного симпозиума «Современные строительные конструкции из металла и древесины» (Одесса, 26-28 мая 2003 г.).
По теме диссертации опубликовано 8 печатных работ, включая 1 патент РФ на изобретение.
На защиту выносятся: - новые, разработанные автором, узлы, работающие с местной передачей усилий на торцы клееных элементов; - результаты численных исследований напряженно деформированного состояния (НДС) типовых и новых конструкций узлов, обусловливающих плоское и объемное напряженное состояние, проведенных с учетом анизотропии древесины, длительно действующей нагрузки и влажности древесины; - результаты экспериментальных исследований известных и новых, более совершенных конструкций узлов, при кратковременном загружении; - рекомендации по проектированию и изготовлению конструкций узлов;
9 - основные выводы, сделанные по результатам конструкторских экспериментально-теоретических исследований.
Объем диссертации. Основное содержание диссертации изложено на 1 странице, содержит 78 рисунков, 5 таблиц, список литературы 130 наименований и 3 страницы приложения. Всего 183 страницы.
Опыт эксплуатации деревометаллических треугольных безраскосных ферм. Совершенствование конструкций их узлов
Кроме абсолютного трения между подошвой штампа и торцом деревянного элемента в БИСИ Р. Б. Орловичем моделировалось полное отсутствие трения. В конструктивном отношении это можно обеспечить наличием между торцом и башмаком антифрикционной прокладки.
Расчетная схема, изображенная на рис. 1.21 б, представляла собой анизотропную полуплоскость 1, загруженную штампом 3 с плоским основанием. Граница исследуемой области определялась геометрией штампа, а также размерами Ъ и А, величина которых назначалась в предположении полной стабилизации поля напряжений или «затухания» перемещений на контуре П. Последнее предположение устанавливалось на основе анализа известных решений теории упругости [15, 34, 81] или в результате предварительных расчетов по МКЭ. В соответствии с процедурой метода [47] исследуемая область аппроксимировалась ортогональной сеткой прямоугольных конечных элементов, которая для лучшего выполнения контактного условия была сгущена в зоне соединения 1 и 3. Для учета трения между подошвой штампа и полуплоскостью вводился граничный слой конечных элементов 2, упругие постоянные которых соответствовали Ег ю,Ех 0. На рис. 1.21 б сплошными линиями изображены эпюры, полученные при отсутствии трения между штампом и деревянным торцом (при кт = 0), пунктирными - при абсолютном трении (при кг 1), - заметно очевидное различие НДС, особенно ощутимое для касательных напряжений.
Ссылаясь на методику проведения и результаты исследований, проведенных Р. Б. Орловичем [69, 72] и др. С. Ю. Табуновым в Вологодском политехническом институте было проведено исследование напряженного состояния опорных участков клееных рам [112].
Расчетная схема опорного узла рамы (СЮ. Табунова) изображена на рис. 1.22. Клееная древесина моделировалась однородной трансверсально-изотропной средой с упругими постоянными согласно нормам [102]. Расчеты выполнялись в рамках плоской задачи теории упругости трансверсально-изотропного тела по МКЭ на ЭВМ ЕС-1022. Варьируемыми параметрами являлись h, с, а.
Диапазоны изменения принимались с учетом решений опорных узлов типовых рам в следующих пределах: с/А = 0,7 - 1; а = 0; 15; 30; 45. Соотношения между N и Q, принимались на основе статического расчета типовых клееных рам различных параметров. Первоначально плоское напряженное состояние анализировалось при раздельном действии N к Q, & затем - при совместном. Это позволило установить взаимовлияние усилий. В результате С. Ю. Табуновым была выявлена общая картина распределения напряжений сх, ау, тху (рис. 1.22). На основании вышеизложенных методик построения расчетных моделей и исследований напряженно-деформированного состояния древесины при местной передачи усилий на торцы деревянных элементов, выполненных исследователями [1,2,64,65,69,72,112] можно сделать следующие выводы. Во всех этих работах исследования выполнялись с использованием МКЭ. Древесина моделировалась однородной средой с изотропией, ортогональной анизотропией либо с трансверсальной изотропией упругих свойств. Плоские задачи теории упругости решались в линейной постановке. В работах [1,2, 64, 65, 69, 72] исследовалось НДС древесины в торцевой части только при центральном и внецентренном [1,2] приложении нагрузки; не учитывалось то, что в реальных опорных узлах конструкций помимо усилий распора имеется площадка, воспринимающая поперечное опорное давление. В работе [112], влияние опорного давления на НДС древесины было учтено, но нагрузка от распора прикладывалась только внецентренно. Во всех вышеизложенных работах, деревянный элемент, воспринимающий местную нагрузку на торец, представлял собой массив ограниченной длины, вычлененный из реальной конструкции, с наложением по его контуру несуществующих (при реальной работе всей конструкции) связей. Как правило во всех проведенных исследованиях эти предпосылки аргументировались принципом Сен-Венана, который можно сформулировать так: если тело нагружается статически эквивалетггнорг иетемои сил (некоторой совокупностью поверхностных сил) на Сравнительно малой части поверхности тела (область приложения нагрузок невелика по сравнению с размерами тела), то есть такими силами, у которых главный вектор и главный момент одинаковы, то в сечениях достаточно удаленных от мест приложения сил (на расстояниях не меньших наибольшего линейного размера площадки), напряжения мало .зависят от способа нагружения, то есть эта система сил вызывает локальное напряженно-деформированное состояние, быстро исчезающее по мере удаления от участка приложения сил [34, 81]. Принцип Сен-Венана достаточно хорошо подтверждается экспериментально, хотя еще и сейчас не имеет законченного теоретического обоснования [81], Во всех работах, длина элемента из условий соблюдения принципа Сен-Венана для анизотропных тел принималась равной не менее двух его высот. В расчетных моделях не учитывалась поперечная нагрузка, действующая по длине деревянного элемента. В реальных конструкциях (арках, рамах, фермах) именно поперечная нагрузка является причиной возникновения местных усилий в узлах (например, распора в арках). Вследствие отсутствия поперечной нагрузки изгиба деревянного элемента не происходило (что происходит в реальных конструкциях), и тем самым торец деревянного элемента, на который прикладывалась местная (сжимающая либо тангенциальная) нагрузка, как и сам опорный башмак, - не испытывали поворотов (у = 0). Вообще, расчеты вышеперечисленных авторов, не были привязаны к конкретным конструктивным решениям узлов деревянных конструкций. Таким образом имеется вероятность некоторого искажения картины напряженно-деформированного состояния, так как в древесине возникает сложное неоднородное напряженное состояние, характеризуемое возникновением одновременно нескольких видов напряжений (ах, ау, тху) и их высокими градиентами в точке тела.
Исследования и анализ работы новых конструкций узлов
Выявленные численными исследованиями картины НДС древесины в традиционных узлах побудило искать новые конструктивные решения, обеспечивающие безотказную работу таких (и подобных им) узлов.
В работе [43], проводимой в Новосибирском государственном архитектурно-строительном университете под руководством д.т.н., профессора П. А. Дмитриева, некоторые конструктивные приемы повышения надежности аналогичных узлов уже были рассмотрены (рис. 1.23 - 1.25).
Выше показано, что одной из причин отказов опорных узлов большепанельных безраскосных ферм с клееными верхними поясами может быть применение в этих узлах для передачи усилий с затяжек на торцы верхних поясов, шайб, по существу являющихся жесткими штампами, у краев которых неизбежно возникают опасные концентраторы напряжений. При этом рассматривалась работа узлов при эксцентричной передаче усилий с помощью таких шайб на упомянутые торцы, поскольку при проектировании ферм конструкторы часто используют именно этот прием центрации действующих в узлах усилий с целью создать в них изгибающие моменты, разгружающие верхние пояса, нагруженные поперечной нагрузкой.
Дальнейшие численные исследования показали, что отказ от упомянутого эксцентрического приложения сжимающих усилий и размещение шайб-штампов по центру торцов (рис. 2.6 а) качественно почти не изменяет картину напряженно-деформированного состояния древесины у торцов верхних поясов и, как следствие, не увеличивает прочности узлов (рис. 2.7 а).
Поиск более надежных конструктивных решений узлов был начат с отказа от применения шайб-штампов и с разработок их новых конструкций, обладающих такой изгибной жесткостью, при которой исключались бы опасные концентраторы напряжений у краев шайб. Эта идея ранее высказывалась д.т.н., профессором Р. Б. Орловичем [69].
Это может быть достигнуто, если использовать шайбы с переменной изгибной жесткостью. Шайбы с переменной изгибной жесткостью можно задать с учетом применяемого приема передачи на шайбу внешнего усилия: на часть ее площади, через ребра или в точку по центру шайбы. Необходимое изменение изгибной жесткости шайбы конструктивно можно легко обеспечить, изменяя ее очертание в плане или толщину подошвы, например, за счет количества составляющих подошву пластин разной длины, количества ребер, способа соединения пластин между собой и с ребрами. Как уже было установлено в предыдущих численных исследованиях, что постановка антифрикционных прокладок под подошвы шайб, посредством моделирования отсутствия трения (кт 0), в целом благоприятно сказывается на картине НДС древесины у нагруженных торцов. Можно, в частности считать, что при постановке таких прокладок (в конструктивном отношении это могут быть такие материалы, как фторопласт, полиэтилен и т. д.), когда силы трения практически сводятся к нулю, нормальные напряжения ах хотя и возрастают, но лишь на 10-20 %, тогда как опасные напряжения т существенно, на 20-40 % уменьшаются. Хотя при таком мероприятии качественно и количественно изменяется характер распределения нормальных напряжений ау, действующих поперек волокон (эти напряжения увеличиваются). Но здесь следует учитывать также то, что существенное влияние на картину НДС древесины у нагруженного торца оказывает ширина площадки, воспринимающей опорную реакцию и также работающей на смятие под углом. С увеличением этого размера уменьшаются как напряжения ау, так и т _,. На рис. 2.6 6-е показаны примеры конкретной реализации ряда упомянутых выше приемов и соображений при проектировании узлов с постановкой антифрикционных прокладок под подошвами шайб. Как видно из рисунка рассматривались случаи передачи усилий на подошву шайбы через одно (рис. 2.6 в, г), два (рис. 2.6 д) и четыре (рис. 2.6 е) ребра. При этом в последнем случае, в конструктивном плане предполагалось, что боковые фасонки приварены только к ребрам (но не к подошве) шайбы. Был рассмотрен также случай загружения шайбы только в средней ее части (рис. 2.6 б), где ее изгибная жесткость принималась за бесконечно большую. В численных расчетах варьировались толщины пластин, образующих подошву шайбы, которые принимались равными 8, 12, ... 32 мм (рис. 2.6 б, в, г, Д,е). В случае по рис. 2.6 д, е, изменяли ширину опорной площадки узла (с 16 до 28 см) с целью выявить влияние этого параметра на НДС древесины у нагруженного через шайбу торца. С учетом особенностей рассматриваемых конструкций узлов их расчет был построен как решение плоской задачи, аналогично расчетам традиционных решений узлов. Расчетная схема, используемая в расчетах известных узлов, осталась такой же и в расчетах новых конструктивных решений узлов, соответственно за исключением задания геометрии шайб переменной изгиб ной жесткости (рис. 2.2). При этом, как и ранее упругие характеристики учитывались в соответствии со СНиП [ 102] и были заданы как для ортотропного тела, а именно Отсутствие трения (при кт=0) между шайбой и древесиной или его наличие (при кт=1), моделировалось как и ранее посредством объединения перемещений узлов, то есть при деформировании было задано условие совместности деформаций (равенства соответствующих перемещений) узлов стальной шайбы и торца древесины по площади их контакта. Результаты расчетов представлены на рис. 2.7 — 2.11. Как видно из рисунков использование изложенного выше подхода к конструированию шайб для опорных узлов во всех рассмотренных случаях при отсутствии трения между шайбой и древесиной позволило избавиться от концентраторов напряжений у кромок шайб, что в целом благоприятно сказалось на НДС древесины у нагруженных торцов. В частности, во всех случаях существенно уменьшились опасные напряжения скалывания х . Расчет узла с передачей распора через штамп на части длины шайбы (рис. 2.6 б) показал, что максимальные напряжения ах возникают в древесине под краями штампа. При передаче усилия на подошву шайбы переменной изгибноЙ жесткости, состоящей из двух пластин разной длины, через одно ребро (рис. 2.6 в), или через два сближенных друг к другу ребра (рис. 2.6 г), - максимальные напряжения возникают в древесине под центром шайбы и они изменяются в зависимости от того, сварены эти пластины между собой или нет (рис. 2.8 а, б).
Анализ результатов теоретического и экспериментального исследования
Испытательная установка представляет собой конструкцию из сваренных между собой стальных элементов-профилей. Нагружающая сила, через траверсу, создавалась посредством гидравлического домкрата грузоподъемностью 30 тонн, с контролем усилия по динамометру (50 кН) [40] (чтобы контролировать усилия до 100 кН использовалась специальная траверса, вместо одной из опор которой помещался динамометр ДОСМ 3-5). Для раскрепления фермы из плоскости изгиба использовались стальные балки двутаврового сечения, к которым присоединялись деревянные бруски, непосредственно контактировавшие с деревянными поясами. Для снижения влияния на ход эксперимента трения, деревянные пояса и бруски были обернуты целлофановой пленкой; между последними в дальнейшем вводилось антифрикционное масло (солидол).
Испытание деревометаллической треугольной безраскосной фермы проводилось в соответствии с рекомендациями [88, 89]. Измерения относительных деформаций Є в эксперименте выполнялись при помощи метода электрического тензометрирования.
В качестве датчиков были использованы проволочные тензорезисторы типа ПКБ с базой 20 мм, изготовленные ЦНИИСК. Тензорезисторы имеют бумажную основу, изготовлены на клее БФ-2. Номинальное сопротивление тензорезисторов Я=201,4±0,3 Ом, коэффициент тензочувствительности, указанный на упаковке, у =2,18.
В качестве регистрирующего устройства использована микропроцессорная многоканальная тензометрическая система ММТС-64.01, изготовленная ФГУП СИБЬША им Чаплыгина (заводской №12, свидетельство о поверке № 077188 от 17 марта 2004 г.) [58] (рис. 4.8).
Система ММТС-64.01 обеспечивает сбор и измерение сигналов с тензодатчиков, термопар и термопреобразователей, установленных на объектах контроля, подвергаемых прочностным и теплопрочностным испытаниям конструкций, последующую обработку и регистрацию измерительной информации средствами вычислительной техники.
Система ММТС-64.01 обеспечивает измерение по следующим схемам включения датчиков: - измерение по схеме «1/4 мост»; - измерение по схеме «термопреобразователь»; - измерение по схеме « мост»; - измерение по схеме « 1/2 мост». Число измерительных каналов в ИС ММТС-64.01 - 64. ИС ММТС-64.01 обеспечивает адресный опрос датчиков. ИС ММТС-64.01 работает по управлению от компьютера. Ограничений по порядку подключения разнотипных датчиков по входам нет. Время преобразования информативного параметра датчика в код результата измерения, не более 1мс. Для включения тензодатчиков в эксперименте использовалась 4-х проводная схема. Тензометрическая система ММТС-64.01 рассчитана на работу в условиях умеренного климата при температурах окружающего воздуха от плюс 10С до плюс 35С, относительной влажности воздуха до 80 % при температуре +25С, атмосферном давлении от 84 кПа до 106,7 кПа (от 630 до 800 мм. рт. ст.). С помощью тензосистемы ММТС-64.01 и тарировочного устройства (рис. 3.4 б), проводилось тарирование тензорезисторов. В данном случае, целью тарировки являлось уточнение коэффициента тензочувствительности датчиков. Как известно, последний определяется следующим отношением [41, 87]: где R - номинальное сопротивление тензорезистора, Ом; AR - приращение сопротивления тензорезистора при изменении его базы / на J/; Є — относительная деформация датчика. Тарировка тензорезисторов выполнялась выборочно. Для тарировки было взято по одному датчику из каждой упаковки (в упаковке 20 датчиков), что соответствовало обычной практике тарировки: не менее 5% от количества тензорезисторов [35]. По результатам тарировки был принят у =2,35 для всей партии датчиков, используемых в эксперименте. При испытании, температура воздуха в лаборатории равнялась 20С, а относительная влажность составляла 48%. В соответствии с рекомендациями на проведение испытаний [88, 89], в ходе эксперимента, нагрузка на ферму прикладывалась ступенями 3 кН/мин с выдерживанием постоянной ее величины в течение 5 минут. При разгрузке, нагрузка снималась ступенями 6 кН/мин с постоянной выдержкой 5 минут. Время нагружения, разгрузки и выдержки под нагрузкой контролировалось по секундомеру. Тензометрическая система ММТС-64.01 одновременно снимала и фиксировала показания с 64 тензорезисторов, расположенных на конструкции в начале и в конце каждой ступени нагрузки и разгрузки. По показаниям тензодатчиков программой тензосистемы автоматически строились графики нагружения и разгружения (рис. 4.9). Независимо от этого все отсчеты датчиков также фиксировались в текстовом файле. Максимальная нагрузка Ртах загружений составляла 33-36 кН. После каждого загружения и снятия показаний с тензодатчиков в опорных узлах производилась смена шайб. Повторение эксперимента (табл. 4.1) проводилось после «отдыха» конструкции. Выполнялись также повторные загружения фермы под одними и теми же вариантами шайб при смене деревянных элементов. Различие при этом в показаниях тензорезисторов составляло не более 3-5%.
Деревометаллическая треугольная безраскосная ферма. Материалы. Оборудование
Что касается трения, то можно сказать, что для моделирования реального трения между подошвой шайбы и торцом деревянного элемента приемлемо считать следующее: непосредственно под точками приложения усилий (под ребрами и т.д.) - fcr=l, а под краями шайбы - ht 0. Это подтверждено расчетом и экспериментом. Как уже подтверждалось в исследованиях главы 2, постановка антифрикционных прокладок под шайбы носит благоприятный характер.
Вопросы, связанные с выбором критерия (условия) прочности древесины при том или ином НДС, не получили еще своего окончательного решения. Эта проблема стоит и для древесины при местной передаче усилий на торцы деревянных элементов. Каких-либо конкретных рекомендаций по использованию того или иного критерия при такой работе древесины в нормативной литературе нет. Выбор и обоснование критерия прочности древесины имеют крайне важное практическое значение, обусловленное необходимостью обеспечить надлежащую несущую способность деревянных элементов, выполненных из резко анизотропного материала.
Вполне обосновано применение ортотропной или трансверсально изотропной схемы упругой симметрии материала [57J. Учет влияния анизотропии на прочность, а следовательно и на несущую способность конструкций оказывается решающим. Этому вопросу посвящено много работ [24, 20, 78, 86, 93, 94, 109, 118]. Обстоятельно рассматриваются общие закономерности механической анизотропии древесины (и древесных материалов) при сложных напряженных состояниях Е. К. Ашкенази [14].
По Е. К. Ашкенази предлагается выражать критерий прочности древесины в виде полинома четвертой степени, что позволяет учитывать полиморфизм поведения древесины при различных сочетаниях напряжений &х ?у, тху, действующих по площадкам симметрии материала, благодаря способу кусочной аппроксимации при выборе параметра «S , входящего в уравнение критерия для плоского напряженного состояния, и прочностных констант.
Sxy - параметр, зависящий от рассматриваемого октанта (один из четырех) пространства напряжений [14, рис. 2.15], внутри которого используется принцип аппроксимации по трем точкам для каждой кривой, содержащейся в уравнении поверхности. При этом необходимо, чтобы экспериментальное определение характеристик прочности, соответствующих этим трем точкам, производилось на образцах одинаковых размеров и при одинаковых режимах испытания (влажности, температуре, скорости и времени нагружения). Даже для изотропных металлов, а тем более для анизотропной древесины, результаты испытания образцов нельзя рассматривать как истинные характеристики прочности материала. Таким образом крайне важно оценить методику получения параметров уравнения поверхности прочности с точки зрения не только их геометрической, но и физической совместности. Методика сильно влияет на результаты испытания древесины и может в значительной степени искажать их. Ошибки здесь всегда больше, чем скажем для изотропных металлов, и очевидно различны при разных видах испытания,
В критерии прочности, предложенном Б. А. Освенским [78], рассматривается совместное действие нормальных и скалывающих напряжений на площадках, параллельных волокнам. Такой подход, очевидно, возможен в случае, когда нет напряжений, действующих вдоль волокон, либо они пренебрежимо малы. В нашем же случае, помимо напряжений поперек волокон и скалывающих напряжений, имеют место значительные напряжения смятия вдоль волокон. В сжато-изгибаемых элементах именно эти напряжения могут быть причиной разрушения. Следует одновременно учитывать все компоненты тензора напряжений, ни в коем случае не исключая и напряжения, действующие вдоль волокон.
В ЦНИИСКе, Г. А. Гениев [20] при разработке критерия прочности древесины исходил из предположения, что в общем случае плоского напряженного состояния возможны три различных механизма разрушения древесины: от отрыва при одноосном и двухосном неравномерном или равномерном сжатии; от смятия при одноосном и двухосном неравномерном или равномерном сжатии; от скалывания при смешанных двухосных напряженных состояниях растяжение-сжатие. Критерий прочности древесины Г. А. Гениевым представлен в виде трех независимых аналитических выражений, каждое из которых определяет предел ее прочного сопротивления при соответствующих видах плоского напряженного состояния. Для напряженного состояния, характерного разрушению сжато-изгибаемых элементов, критерий Г. А. Гениева предполагает механизм разрушения от скалывания. Для использования этого критерия прочности в инженерных расчетах необходимо знать расчетное сопротивление древесины перерезыванию (эта величина названа автором прочностью на скалывание поперек волокон [20], что не согласуется с трактовкой этой величины в нормах проектирования), а определение этой характеристики - сложная задача. Поэтому в инженерной практике этот критерий пока не применяют где RX) Ry RCK - расчетные сопротивления древесины соответственно вдоль волокон, поперек волокон (сжатию или растяжению) и скалыванию.
Считается, что критерий прочности К. Норриса удовлетворительно согласуется с результатами экспериментальных исследований, когда в деревянном элементе возникают растягивающие напряжения, действующие поперек волокон и обеспечивает дополнительные запасы прочности при упомянутых напряжениях сжатия [41, 117].
Таким образом, даже при всем многообразии условий прочности, при анализе прочности элементов деревянных конструкций, работающих в условиях сложного неоднородного состояния, возникают трудности с выбором критериальных зависимостей. Следует отметить исследования этого вопроса д.т.н., профессором Р. Б. Орловичем [75]. Существующие феноменологические критерии прочности анизотропных тел разработаны применительно к однородным НДС, при которых разрушение любого локального участка может произойти с равной вероятностью, вызвав разрушение всего тела [75]. В условиях же неоднородного НДС применение таких критериев не вполне правомерно по следующим причинам: - изменчивость компонент тензоров прочности и напряжений древесины, определяемых на уровне ее структурных элементов, размеры которых сопоставимы с участками концентрации «пиковых» значений напряжений, характерного как раз для случая НДС древесины нагруженных торцов; - на участках, например, контакта шайб и торцов не соблюдаются гипотезы сплошности и однородности, положенные в основу критериев прочности твердых деформируемых тел; отсутствие зависимостей между степенью поврежденности микрообъемов и прочностью макрообъемов древесины. Еще большие трудности возникают при оценке прочности с учетом изменчивости во времени силовых и температурно-влажностных условий. Массовые эксперименты, имитирующие реальные условия эксплуатации, несмотря на их достоверность, по всей видимости экономически неэффективны и в практическом смысле трудно выполнимы. Для анализа прочности в этом случае, вероятно перспективны, предлагаемые Р. Б. Орловичем [75], методы механики разрушения. Отдельные результаты в этом направлении для древесины получены за рубежом [75]. Аналогичная попытка при оценке прочности узлов сделана в работе А. Я. Найчука [65]. Им выполнен комплекс исследований по выявлению критических значений К\с и Кгс коэффициентов интенсивности напряжений для древесины сосны. Методы механики разрушения пока еще мало используются в нормативной литературе и в практических инженерных расчетах [118], но они вполне оправданы требованиями надежности деревянных конструкций.
