Трещиностойкость элементов деревянных клеёных конструкций при длительном нагружении

Для древесины характерны различные виды природных неоднородностей строения — сучки, наклон волокон, трещины различного происхождения. Кроме природных неоднородностей в деревянных конструкциях возможны неоднородности технологического происхождения — клеевые соединения по пласти и зубчатые стыковые соединения, подрезки надрезы, отверстия, вклеенные стержни.

В действующих нормах для расчёта и проектирования деревянных конструкций такие неоднородности учитываются со значительными упрощающими допущениями. Более точный учёт влияния природных и технологических неоднородностей может повысить эффективность проектирования деревянных конструкций.

В работах [10, 12, 13] теоретически исследовано поле напряжений в элементах деревянных конструкций с позиций механики разрушения. В Российских стандартах методы испытаний, направленные на получение характеристик механики разрушения, разработаны и обоснованы только для металлов и бетонов [1, 2].

Использование методов механики разрушения для расчётов деревянных конструкций представляется весьма перспективным, поскольку конструкции из цельной и клеёной древесины содержат большое количество различных природных и технологических неоднородностей и других концентраторов напряжений.

В механике разрушения сталей и бетонов наиболее важна первая форма разрушения — нормальный отрыв, поэтому именно эта форма разрушения наиболее исследована. В слоистых композитах и в особенности клеёной древесине зачастую более важна вторая форма разрушения — сдвиг вдоль волокон или комбинация первой и второй форм [3, 4, 5, 9].

Были проведены многофакторные серийные испытания образцов из клеёной древесины при различных видах нагружений и воздействий [6−8, 11]. Предварительно проводили кратковременные испытания [11]. В этой работе приведены методика и результаты длительных испытаний.

Для изучения роста трещин под нагрузкой и исследования снижения несущей способности элементов с трещинами были использованы большеразмерные балки-образцы. Статическое нагружение длительностью до 540 суток и циклическое нагружение до 2 миллионов циклов проводили на балках размером сечения 140×170×2800 мм. Эти конструктивные элементы имели предварительно заданные искусственные трещины по первой и второй формам. Балки были изготовлены из сосновой древесины с толщиной досок 25−28 мм на клее ДФК-14Р. В процессе лабораторных испытаний фиксировали длину трещин, перемещения берегов трещин и прогибы. Большеразмерные образцы были установлены по два в рычажное устройство (рис. 1а).

Одну из балок испытывали в натурных условиях атмосферного экспонирования под нагрузкой (рис. 1б). Величина коэффициента интенсивности напряжений KII для этой балки составляла 700 кПаvм, что соответствовало 0,5KIIC. Величина KIIC — критического коэффициента интенсивности напряженийдля кратковременных испытаний была получена в предыдущих испытаниях [11].

Серийно также были испытаны малые балки-образцы из клеёной древесины с предварительно заданной центральной трещиной (рис. 1 В.).

Уровни нагружения составляли 0,6, 0,7 и 0,8 от кратковременного критического коэффициента интенсивности напряжений. Малые образцы для длительных испытаний были установлены по три в рычажное устройство. Для измерения перемещений берегов трещин были установлены индикаторы часового типа. Влажность древесины составляла во время испытаний около 22%. На рисунке 2а представлена фотография фрагмента большеразмерного образца под длительной статической нагрузкой с идентифицированными трещинами продольного сдвига при изгибе.

На рисунке 2б представлена фотография фрагмента большеразмерного образца под циклической нагрузкой. Испытания проводили на пульсаторе инерционного типа с несколькими уровнями нагружения и асимметрии цикла. Образцы имели предварительно заданные трещины по первой и второй формам разрушения в конструкциях.

б — Схема длительных атмосферных испытаний (без навеса) большеразмерной балки с центральной предварительно заданной трещиной; в — Схема длительных испытаний малых образцов с центральной предварительно заданной трещиной.

Рис. 2. Наблюдение за ростом трещины под нагрузкой в большеразмерном образце:

а — при длительном статическом нагружении; б — при циклическом нагружении. Сверху — динамометрическая траверса Наблюдение за ростом трещины во время длительных статических нагружений показало, что видимый рост трещин обеих форм имел не плавно-непрерыв-ный, а скачкообразный характер. Следует отметить, измерения перемещений берегов трещины с помощью индикаторов часового типа показали отсутствие синхронности видимого прорастания трещины и прироста перемещений. На рисунке 3а представлен характерный вид диаграммы роста длины трещины сдвига при длительном статическом нагружении. На рисунке 3б представлен характерный вид диаграммы перемещений берегов трещины при циклическом нагружении.

Рис. 3. а — скачкообразный характер роста длины трещины при длительном статическом нагружении;

бдиаграммы роста перемещений берегов трещины при циклическом нагружении На рисунке 4 представлены диаграммы перемещения берегов трещины для малых образцов с центральной предварительно заданной трещиной.

Характер развития трещин при длительном статическом нагружении был таким же, как и при циклическом нагружении. Трещина прорастала в одной или нескольких вершинах трещины. Разрушение большеразмерных образцов на уровне нагружения 0,8KII =989 кПа· vм происходило на 5−12 сутки длительных испытаний. На уровне нагружения 0,7KII=865 кПа· vм — на 16−18 сутки. На уровне нагружения 0,6KII=724 кПа· vм — один образец разрушился на сороковые сутки, два других образца не разрушились по истечение 540 суток испытаний.

Диагностический анализ результатов испытаний показал неожиданное поведение большеразмерных образцов при длительном статическом и циклическом нагружениях: видимый рост длины трещины не совпадал по времени с ростом перемещений берегов трещины.

Важно отметить, что показатели вязкости разрушения более чувствительны к эксплуатационным воздействиям, чем стандартизованные показатели прочности [6−8].

Возможно использование подходов механики разрушения к оценке несущей способности деревянных конструкций наряду с традиционным подходом на основании вычисления напряжений в конструкции.

Рис. 4. Диаграмма перемещений берегов трещины в малом образце с центральной предварительно заданной трещиной: а — уровень нагружения 0,8KII =989 кПa· vм. Буквой С отмечено появление видимой трещины; б — уровень нагружения0,7KII =865 кПa· vм. Буквой С отмечено появление видимой трещины;

в — уровень нагружения 0,6KII =747 кПa· vм.

• 1. ГОСТ 25.506−85. Расчёты и испытания на прочность. Методы механических испытаний металлов. Определение характеристик трещиностойкости (вязкости разрушения) при статическом нагружении.- М.: Изд-во стандартов, 1985. — 61с.
• 2. Рекомендации по расчёту прочности анкеровки деталей из тяжёлого бетона. — М.: МНИИТЭП, 1984. — 24 с.
• 3. Фрейдин А. С., Городенский С. И. Механика разрушения древесины // Строительная механика и расчёт сооружений. — 1990. — № 6. — С. 9−16.
• 4. Кабанов В. А. Надежность элементов деревянных конструкций. — Курск, 2003. — 147с.
• 5. Масалов А. В., Мицкус Ю. А. Анализ методики испытаний арболита при сжатии // Известия Юго-Западного государственного университета. Серия: Техника и технологии. — 2012. — № 2, Ч. 3. — С.185−186.
• 6. Kabanov V., Masalov A. Fracture toughness of bend glued laminated members // Proceedings of the 5th international symposium «Wood in engineering structures». — Koиovce, Slovakia, 1995. — P. 44−50.
• 7. Kabanov V., Masalov A., Solianik J. Normalization of exploitation loading of wood composites for building structures // Proceedings of the 5th World Conference on Timber Engineering.- Montreux, Switzerland, 1998. — Vol.2. — Р. 796−797.
• 8. Kabanov V. The reliability of glued laminated timber members under fatigue loading. Dissertation. — Bratislava: SvF STU, 2001.
• 9. Patton-Mallory M., Cramer S. Fracture mechanics: a tool for predicting wood components strength. FPJ, p.47−47, (v.37).
• 10. Sih G.S., Paris P.C., Irwin G.R. On cracks in rectilinearly anisotropic bodies. Int. J. Fruct. Mech. vol. 3, #3, p. 364−368.
• 11. Stupishin L., Kabanov V., Masalov A. Fracture resistance of bended glued timber elements with flaws // Advanced materials research. — 2014. — V.988. — Р.363−366.
• 12. Tomin M. Influence of wood orthotropy on basic equations of linear fracture mechanics // Drevarskyvyskum. — 1971. — Vol. 4. — P.219−230.
• 13. Tomin M. Fracture of wood induced by sharp inclusions // Drevarskyvyskum. — 1973. Vol. 3. — P.175−182.

V.A.Kabanov, Candidate of Engineering Sciences, Associate Professor, Southwest State University (Kursk) (e-mail Этот адрес e-mail защищен от спам-ботов. Чтобы увидеть его, у Вас должен быть включен Java-Script).

A. V. Masalov, Candidate of Engineering Sciences, Associate Professor, Southwest State University (Kursk) (Этот адрес e-mail защищен от спам-ботов. Чтобы увидеть его, у Вас должен быть включен Java-Script).