Повышение эксплуатационной надёжности каркасных и объемно модульных зданий из деревокомпозитных элементов в условиях Арктики

Попов Егор Вячеславович,
Сопилов Валерий Вячеславович, руководитель проф. Лабудин Борис Васильевич

Северный (Арктический) федеральный университет имени М.В. Ломоносова

Модульные быстровозводимые здания – это объекты, собранные из одного или нескольких блок–модулей или модульных конструкций, построенные как по индивидуальным, так и по типовым проектам из стандартных элементов конструкций. Такие модули изготавливаются непосредственно на предприятии, что значительно облегчает возведение здания, сокращает сроки строительства и является альтернативой для создания недорогих административных, жилищных и других социальных объектов. Развитие модульных технологий решает проблему дефицита жилья, особенно в труднодоступных регионах и сельских районах, потому что, в первую очередь, позволяет выполнять программы жилищного строительства в более короткие сроки.

Исходя из вышеизложенного, модульные здания из деревокомпозитных элементов на деревянном каркасе могут широко использоваться при освоении Арктического и Субарктического региона. Одной из отличительных особенностей строительства в данном регионе являются суровые климатические условия. Большой диапазон колебаний температур наружного воздуха, сильные ветра, высокая влажность – всё это накладывает отпечаток на технологии строительства, выбор материалов и конструктивных решений, исключающих «мокрые» процессы.

Актуальность избранной темы исследований определяется необходимостью проведенияподробных исследований в области совершенствования конструктивных решений деревянных модульных зданий, которые в дальнейшем могут позволить создать нормативную базу в данной области проектирования.

В 2004 г. Архангельский государственный технический университет и университетский колледж Нарвика начали первый российско–норвежский научный проект «Энерноэкономичный деревянный дом для Северо–Запада России». В 2007 г. на территории г. Архангельска был построен первый двухэтажный односемейный жилой дом по модульной технологии, эксплуатация которого подтвердила возможность использования модульных зданий на деревянном каркасе в условиях Северо–Арктического региона.

В 2012 г. в пос. Обозерский (Арханельская обл.) сдан в эксплуатацию первый в России многоквартирный двухэтажный модульный дом, который показал хорошие экплуатационные показатели в зимний период и проиллюстрировал все преимущества модульного домостроения перед традиционными методами строительства.

Однако, как показывает зарубежный опыт, применение модульных зданий на деревянном каркасе не ограничивается лишь малоэтажным строительством.

Первое в мире восьмиэтажное жилое здание построенно в 2009 году в Лондоне, с применением только лишь модульных конструкций из древесины.

Десятиэтажный жилой комплекс «Forte» в Австралии,построен в 2012 году в г.Мельбурн с применением модульных многослойных деревянных клееных панелей. Проект основан на эффективном естественном освещении и вентиляции, применении экологически чистых материалов, что сокращает выбросы двуокиси углерода

В 2015 году построен первый восьмиэтажный деревянный жилой дом в Финляндии. Здание состоит из сборных модульных элементов заводской готовности из высушенной лиственницы.

В 2017 году архитектурное бюро Penda (Канада) представило весьма интересный проект деревянного 18-ти этажного жилого дома. Здание спроектировано по модульной схеме из деревянных объемных модулей из CLT.

Как показывает зарубежный опыт, применение модульных зданий на деревянном каркасе не ограничивается лишь малоэтажным строительством, однако в нашей стране представляет интерес не только возможность увеличения этажности модульных зданий, но и строительство таких зданий в труднодоступных и удаленных районах, в том числе Арктическом и Субарктическом регионе, характерными особенностями которого являются суровые климатические условия, повышенные значения снеговых и ветровых нагрузок, а в некоторых областях – сейсмические воздействия.

Зарубежный опыт проектирования представлен информацией ознакомительного, рекламного характера. Необходимо провести подробные исследования конструктивных решений объемных модулей, работающих в условиях повышенных нагрузок, что в дальнейшем позволит создать нормативную базу в данной области проектирования.

Повысить несущую способность основных несущих элементов каркаса возможно за счет эффективного вовлечения в работу панели обшивок, для чего традиционно применяется жесткое клеевое соединение. В то же время, применение клеевых соединений ощутимо усложняет технологический процесс производства панелей, что противоречит основной идее применения таких конструкций − простоте и низкой себестоимости производства. Ряд проведенных экспериментально−теоретических исследований [В. М. Механиков, А. С. Черных, А. С. Кавелин, Michael Baszeń,Williams Muñoz; Mohammad Mohammad; Alexander Salenikovich; Pierre Quenneville] показал целесообразность учета обшивки при креплении её к ребрам с использованием податливых механических связей. В качестве механических связей используются гвозди, винты или скобы.

Однако, представленная в Российских и Европейских нормах методика расчета таких конструкций не учитывает податливость швов на границе «ребро–обшивка», что несомненно будет вносить погрешности при оценке напряженно–деформированного состояния таких конструкций.

Для разработки математической методики расчета были выполнены испытания образцов соединений на винтах на промежуточный сдвиг, схема и проведение испытаний на гидравлическом прессе образцов представлена выше.

На рисунке 3 представлены графики зависимости «нагрузка–деформация». В качестве варьируемых входных параметров были приняты: диаметр винта и глубина заделки винта в древесину. Для предотвращения раскалывания древесины винты закручивались в предварительно просверленные отверстия диаметром 0,8 от диаметра сердечника винта.

Выше представлен характер образцов после разрушения. Разрушение практически всех образцов произошло до достижения установленной предельной деформации соединений 20 мм. Для соединений «древесина−ФК» разрушение образцов характеризуется незначительным вдавливанием головок винтов в обшивку или локальным смятием отверстий в древесине и обшивке, искривлением и срезом отдельных винтов. Разрушение соединений «древесина−ОСП» характеризуется значительным вдавливанием головок винтов в обшивку, смятием или локальным разрушением обшивки в области отверстий, смятием отверстий в древесине, изгибом и срезом винтов.

На рисунке 5 представлены графики зависимости коэффициента жесткости соединений в зависимости от диаметра винта и величины заделки. Очевидно, что для достижения повышенной жесткости соединений следует, в первую очередь, увеличивать диаметр.

Анализ опыта отечественных и зарубежных исследователей показывает, что для практического расчета рассматриваемых стеновых конструкций фрагмент стеновой панели допустимо рассматривать как стойки таврового или двутаврового сечения, роль полок в котором будет выполнять обшивка. Максимальные напряжения в полке будут иметь максимальное значение у ребер, а к середине пролета обшивки уменьшатся. Учитывая данный факт, в расчете следует учитывать не фактическое, а приведенное (уменьшенное) значение ширины полки. Расчет приведенной (расчетной) ширины обшивки сводится к тому, чтобы, используя элементарные теории сжатия и растяжения при изгибе, получить значения максимальных напряжений, которые для действительного и преобразованного сечения окажутся равны.

Для решения задачи поиска приведенной ширины обшивки использовано решение Файлона для плоской ортотропной обшивки, решение представлено выше и заключается в определении коэффициентов разложения внешней нагрузки и подстановке их в выражение (4), что даёт возможность определить нормальные сжимающие напряжения в любой точке поперечного сечения обшивки. Далее по формулам (5), (6) и (7) определяется коэффициент приведения и расчетная ширина сечения обшивки, после чего расчет стеновой панели может производиться как для балки таврового сечения, но с обязательным учетом сдвиговых деформаций слоёв.

На рис. 7 и 8 представлены изополя распределения нормальных сжимающих напряжений в обшивке стеновых панелей при различной высоте стены и количестве подкрепляющих обшивку продольных ребер (2 или 3). В таблицах приведены значения коэффициента приведения обшивки, которые для обшивок из OSB по расчету оказались существенно выше.

Для дальнейшего расчета плитно–ребристых конструкций коэффициент жесткости шва приводится к равномерно–распределенному значению по формуле (7). Дальнейший расчет сводится к определению функции распределения сдвигающих усилий в связях (винтах) путем решение дифференциального уравнения (8). Искомая функция при действии на панель сжимающей и поперечной (ветровой) нагрузки с учетом принятых граничных условий имеет вид (9). Расчет панели с двухсторонней обшивкой аналогичен, однако сводится к решению системы двух дифференциальных уравнений и поиску функций вида (9) для каждого шва.

При инженерном расчете стеновых конструкций нами предложено учитывать включение обшивки при действии сжимающей нагрузки на стену путем введения коэффициента kпод. Данный коэффициент учитывает увеличение нормальных напряжений в стойках при центральном сжатии при уменьшении сдвиговой жесткости связей, и определяется по формуле, представленной на рисунке10. Здесь же приведены значения нормальных сжимающих напряжений в стойках в середине высоты стены (x=Н/2). В результате серии расчетов стеновой панели при варьировании жесткости шва установлено, что включение обшивки в работу позволяет снизить значения нормальных сжимающих напряжений при сжатии установлено снижение нормальных напряжений в ребрах до 13,5% при односторонней обшивке, до 27% при двухсторонней. При работе стеновой панели на изгиб снижение нормальных напряжений наблюдается до 26% при односторонней обшивке и до 70% при двухсторонней.

Изгибающий момент в стойках стены объемного модуля создается, как правило, только ветровой нагрузкой. Для учета снижения момента сопротивления Wсоставного сечения за счет податливости связей нами предлагается вводить в расчет коэффициент kw, определяемый на основе расчета по «точной методике» и определяемый по формуле (12).

Значения нормальных сжимающих напряжений в сечении стойки в середине высоты стены (x=Н/2) при действии поперечной нагрузки приведены на рисунках 11 и 12 для стен с односторонней и двухсторонней обшивкой.

В стене с односторонней обшивкой повышение жесткости соединений существенно снижает нормальные напряжения в сжатой зоне сечения стоек, и в меньшей мере − в растянутой зоне (при действии поперечнойраспределенной нагрузки со стороны обшивки). В пределах рассмотренного диапазона значений ξ=0…40·103 кН/м2 при обшивке из ФК (ОСП) с опиранием листов обшивки на 2 ребра установлено снижение нормальных напряжений в ребрах до 34%;до 65%. При опирании листов обшивки на 3 ребра уменьшение нормальных сжимающих напряжений в стойках наблюдается до 33% и 62% для растянутой и сжатой зон соответственно.

В случае двухсторонней обшивки эпюра напряжений поперечного сечения стойки при изгибе будет симметрична относительно нейтральной оси ребра (при одинаковой толщине обшивок и жесткостях швов), действие продольной силы будет увеличивать краевые значения нормальных напряжений, а растягивающих − уменьшать, таким образом очевидно, что критерием прочности стоек будут являться сжимающие напряжения, и достаточно получить только одно значение коэффициента kw.

В стене с двусторонней обшивкой повышение жесткости соединений одинаково значительно снижает нормальные напряжения в растянутой и сжатой зонах поперечного сечения стоек. В пределах рассмотренного диапазона значений установлено снижение нормальных напряжений в ребрах до 73% (69,1%). При опирании листов обшивки на 3 ребра – до 71%.

Выше представлена методика определения критической силы для приведенного сечения панели при условии включения в работу обшивок. Методика заключается в составлении системы уравнений равновесия, включающей в качестве неизвестного параметра функцию упругой линии. Приравнивание нулю детерминанта, составленного изкоэффициентов при неизвестных параметрах уравнений, позволило получить выражения (11) и (13), для определения критической силы панелей с одно и двухсторонней обшивкой при главной форме потери устойчивости (продольный изгиб по одной полуволне синусоиды).

На рисунках 13 и 14 представлены графики зависимости критической сжимающей силы от коэффициента жесткости связей сдвига.

Снижение шага соединителей позволяет существенно увеличить значение критической сжимающей силы. Для панели с односторонней обшивкой при опирании листов обшивки на 2 ребра при включении обшивки в работу доля увеличения критической силы составляет до 90%. При опирании обшивки на 3 ребра – до 150%.

Для стены с двухсторонней обшивкой увеличение критической силы |Nкр| становится еще более значительным, с увеличением жескости связей сдвига ξ форма сечения приближается к составному композитному двутавру, полки которого ориентированы ортогонально силовой плоскости, что дает возможность значительно повысить значение критической силы по сравнению с одиночным ребром. Для стены с обшивкой из ФК при опирании листов обшивки на 2 ребра при размерах сечения ребра 50×100 мм доля увеличения критической силы |Nкр| составляет до 227%, а при опирании листов на 3 ребра – до 366%.

Задача определения величины чистого сдвига стеновой панели решалась энергетически методом. Методика расчета заключается в составлении выражения для полной энергии деформации системы, включающей в себя энергию деформации ребер каркаса (если узлы соединения – жесткие), энергии сдвига обшивок и деформации податливых связей, а также внешней нагрузки на искомых перемещениях. Функции, описывающие деформацию вертикальных ребер и коннекторов на них приняты согласно методике, предложенной Кавелиным Александром Сергеевичем в его кандидатской диссертации, однако в нашем случае связи рассматривались как дискретные, а не непрерывные.

Такой подход даёт возможность учитывать в расчете реальную жесткость коннекторов, обусловленную анизотропными свойствами древесины, путем выполнения серии итераций, на каждой из которой выполняется уточнение компоненткоэффициента жесткости в зависимости от наклона результирующего вектора деформации каждого винта к волокнам древесины. При выполнении расчетов варьировались следующие параметры: шаг расстановки дискретных связей, глубина защемления винта в древесине и диаметр винтов.

Графики зависимости сдвиговой деформации панели при варьировании перечисленных параметрах представлены на рисунке 15.

Установлено, что повышение жесткости швов на границе «ребро–обшивка» позволяет существенно увеличить сдвиговую жесткость стеновой панели (установлено повышение сдвиговой жесткости до в 10…12 раз). Также стоит отметить, что несмотря на более высокий модуль сдвига OSB по сравнению с фанерой, панель с фанерными обшивками обладает большей жесткостью при сдвиге за счет более низкой деформативности соединений.

В итоге проведенных исследований установлено, что включение обшивок из фанеры конструкционной и ориентированно–стружечных плит в работу деревянных ребер каркаса возможно не только при условии жесткого клеевого соединения, но и при использовании механических соединений. Для полноценного эффекта включения обшивок необходимо увеличивать сдвиговую жесткость швов на границе ребро–обшивка, чего можно добиться за счет разработки и применения нового типа соединения, которое отличалось бы простотой исполнения, а так же сочетало бы в себе достоинства традиционных соединений составных деревянных элементов, как нагельных, так и шпоночных. Исходя из вышеперечисленного, для крепления обшивок к ребрам стеновых панелей на деревянном каркасе с древесно-композиционными обшивками (фанера, OSB), нами предложено использовать комбинированное соединение, представленное выше. Дальнейшие исследования будут направлены на выявление оптимальных форм раскроя пластинок–заготовок для штамповки когтевых шайб диаметров 30, 35 и 40 мм, а также разработку пуансонов для возможности выштамповки шайб из стальных листов толщиной 1…1,5 мм.