В современной мировой практике строительства многоэтажных деревянных зданий широко применяется каркасная конструктивная система. Для обеспечения устойчивости каркаса многоэтажных зданий при поперечных нагрузках (ветровых или сейсмических) используются сборные диафрагмы и диски жесткости из клееных деревянных конструкций.

Зарубежные исследования стеновых диафрагм и дисков перекрытий проводились в основном с традиционными соединениями на винтах, гвоздях, нагелях совместно со стальными соединительными деталями, например уголками или накладками [1–10]. Анализ жесткости традиционных соединений показал, что их жесткость недостаточна для того, чтобы сборная конструкция работала аналогично конструкции без стыков [4].

Для проектирования сборных диафрагм в Италии в лаборатории CNR-IVALSA и Университете Тренто проводились комплексные исследования традиционных соединений [11][12] и инновационной системы соединений X-RAD для стыков диафрагм из ДПК/CLT (древесина перекрестно-клееная) и крепления их к фундаменту. Основой системы X-RAD являются точечные узловые соединения в углах панелей ДПК/CLT, которые выполняются с помощью винтов-саморезов и стальных соединительных деталей и при этом работают на сжатие, растяжение и сдвиг. Преимуществом данного типа соединений является предсказуемость распределения усилий в сборных конструкциях, а также сокращение сроков их монтажа. Результаты комплексных исследований подтвердили вывод, сделанный в работе [4], о недостаточной жесткости традиционных соединений для стыков сборных диафрагм многоэтажных зданий. Кроме того, установлено, что инновационная система соединений X-RAD с креплением элементов диафрагм в углах имеет целый ряд преимуществ перед традиционными соединениями, но их прочность и жесткость позволяют строить многоэтажные здания только до 9 этажей, а в сейсмически опасных районах – не более 6 этажей.

В ЦНИИСК им. В. А. Кучеренко разработан новый тип клеевинтовых соединений деревянных конструкций, особенностью которых является ввинчивание стержня с метрической резьбой в просверленное отверстие, древесина в котором предварительно пропитывается клеем. Применение клеевинтовых соединений для стыков диафрагм из ДПК/CLT позволит повысить их несущую способность и жесткость, а также снять зависимость от поставок импортных соединительных деталей. Наличие резьбы упростит собираемость конструкций на строительной площадке, что будет способствовать увеличению темпов строительства деревянных зданий.

В 2023 году проводилась научно-исследовательская работа, направленная на разработку и исследование узловых соединений сборных клееных деревянных конструкций для многоэтажных зданий с новым типом соединений на клеевинтовых стержнях. Для разработки узловых соединений определялись прочностные и деформационные характеристики клеевинтовых соединений под углом 45° к волокнам древесины в зависимости от длины ввинчивания стержней. Для этого были изготовлены четыре серии по пять образцов из клееной древесины (ρсред. = 420 кг/м 3, Wдрев. = 10,5 %) с длиной ввинчивания стержней 100, 300, 450 и 600 мм. Для стержней использовались полнорезьбовые шпильки М20 класса прочности 10.9.

Испытания клеевинтовых стержней на выдергивание выполнялись по ГОСТ 33082-2014 [13] в универсальной испытательной машине мощностью 300 кН. Результаты испытаний приведены в табл. 1 и на рис. 1.

Из графика на рис. 1б видно, что несущая способность клеевинтовых соединений находится в линейной зависимости от длины ввинчивания стержня в пределах 100–600 мм, что свидетельствует о равномерности распределения касательных напряжений (τmax ≈ 7 МПа) по длине стержней.

Увеличение длины клеевинтовых стержней не оказывало влияния на жесткость соединений, коэффициент жесткости составил К = 124 кН/мм, за исключением длины ввинчивания 100 мм, при которой величина коэффициента жесткости оказалась меньше на 16,9 % (K = 103,5 кН/мм). Это объясняется относительно малой выборкой образцов в серии (5 шт.) и большой изменчивостью величины коэффициента жесткости 90–117,6 кН/мм (в других сериях этого не наблюдалось), а также из-за влияния плотности древесины отдельных досок в клееном пакете, усреднение которой при длине ввинчивания стержней 100 мм было минимальным. Полученные результаты свидетельствуют о высокой жесткости клеевинтовых соединений, которая значительно выше жесткости традиционных соединений нагельного типа – 124 и 6–8 кН/мм (в работах [11][12]) соответственно.

Пластичность соединений с длиной ввинчивания стержней 450–600 мм на 30 % выше, чем при длине 100–300 мм, коэффициенты пластичности составили 2,85 и 2,2 соответственно, что свидетельствует о низком классе пластичности клеевинтовых соединений (2 ˂ μ ≤ 4).

На основании результатов испытаний клеевинтовых соединений были разработаны и испытаны узлы для горизонтальных и вертикальных стыков сборных дисков и диафрагм жесткости – тип 1, крепление к ядру жесткости и фундаменту – тип 2. Узлы проектировались таким образом, чтобы разрушение происходило по стальным соединительным деталям, а не по клеевинтовым соединениям.

Образцы узлов конструкций 1-го типа выполнялись из клееных деревянных элементов КДК (клееные деревянные конструкции) размерами 140 × 400 × 985 мм (ρсред = 420 кг/м 3, Wдрев = 10,5 %). Для клеевинтовых соединений использовались шпильки М20 класса прочности 10.9 в количестве 4 штук, которые устанавливались под углом 45° к направлению волокон древесины с длинной ввинчивания 300 мм. Соединительная деталь выполнялась из стальной трубы 150 × 150 × 8 мм класса прочности С245, стержни соединялись с трубой с помощью муфт и болтов.

Испытывалось три серии образцов, в которых варьировалась жесткость соединительной детали. В серии № 1-1 жесткость детали обеспечивалась двумя симметричными диафрагмами из листовой стали толщиной 6 мм. Диафрагмы по центру имели отверстия Ø 102 мм для установки болтов. Соединительные детали в серии № 1-2 отличались тем, что отверстия в диафрагме выполнялись диаметром Ø 82 мм. В серии № 1-3 жесткость детали обеспечивалась двумя несимметричными диафрагмами толщиной 10 мм (рис. 2а). Одна диафрагма выполнялась в виде глухой стенки, другая – с отверстием Ø 82 мм. Узловые соединения серий № 1-1 и 1-2 предназначались для стыков сборных конструкций дисков и диафрагм жесткости, а серии № 1-3 – для стыковки конструкций дисков жесткости в местах их крепления к ригелю.

Для испытаний узлов крепления диафрагм и дисков жесткости к ядру жесткости и фундаменту были изготовлены три серии образцов, в которых варьировалось направление действующего усилия на узловое соединение (сжатие, растяжение и сдвиг, рис. 3а–в).

Испытания образцов на сдвиг и сжатие выполнялись по ГОСТ 33082-2014 [13] монотонной нагрузкой в испытательном стенде с гидравлическим домкратом мощностью 500 кН, на растяжение – в универсальной испытательной машине мощностью 300 кН, при этом осуществлялась непрерывная запись величины нагрузки и деформаций с использованием тензометрического комплекса TDS-540.

Результаты испытаний приведены в табл. 2, на рис. 2б и рис. 3г.

Из табл. 2 видно, что для узла 1-го типа уменьшение диаметра отверстия на 20 мм в диафрагме соединительной детали в серии № 1-2 привело к увеличению несущей способности узла на 45 % по сравнению с серией № 1-1 (249 и 172 кН соответственно), при этом жесткость соединения увеличилась более чем в 2 раза – с 18,3 до 44,8 кН/мм. Изменение толщины диафрагм с 6 до 10 мм и конструкции детали (одна диафрагма глухая) в серии № 1-3 незначительно (около 10 %) сказалось на увеличении несущей способности узла, при этом коэффициент жесткости практически не изменился. Это объясняется тем, что пластические деформации в узле происходили не только от депланации трубы, но и от местной деформации изгиба стенки трубы под болтами между диафрагмами.

Образцы узлов 2-го типа серии 2 (рис. 3а) испытывались на растяжение в два этапа из-за недостаточной мощности испытательной машины. На первом этапе соединение испытывалось до нагрузки 286 кН и вычислялась жесткость соединений с четырьмя стержнями, которая составила 148 кН/мм. На втором этапе определялась разрушающая нагрузка, для этого на двух стержнях, расположенных в соединении по диагонали, выкручивались болты из соединительных муфт, таким образом стержни выключались из работы, после чего испытание повторялось до разрушения образца. Средняя величина Nmax для соединений с двумя стержнями составила 176 кН, что для соединения с четырьмя стержнями 2Nmax = 352 кН. Разрушение образцов происходило от депланации соединительной детали с последующим выдергиванием клеевинтовых стержней. Разрушающая нагрузка из расчета на один стержень составила:

Nmax,КВС = Nmax × cos45° = 176 × cos45° = 124,4 кН. (1)

Полученная величина Nmax оказалась ниже установленной на образцах клеевинтовых соединений с длинной ввинчивания стержней 300 мм, которая составила 151,7 кН (табл. 1). Это объясняется тем, что еще на первом этапе испытаний соединений с четырьмя стержнями при уровне нагружения около 200 кН в основании детали появлялась трещина между V-образными стержнями от растягивающих напряжений поперек волокон древесины, которая ослабляла соединение (рис. 4а).

Для узла 2-го типа несущая способность на сжатие (серии № 3, рис. 3б) зафиксирована выше на 20 %, чем на растяжение (серия № 2), 425 и 352 кН соответственно, при этом жесткость оказалась ниже на 31 %, чем при растяжении, 112 и 147 кН/мм соответственно. Это связано с тем, что сжатие воспринималось не клеевинтовыми стержнями, а древесиной на смятие под углом к волокнам в основании соединительной детали.

В серии № 4 (рис. 3в) была зафиксирована самая высокая прочность, которая для узлов, работающих на сдвиг, составила 439 кН, что приблизительно соответствовало прочности пары клеевинтовых стержней, работающих на выдергивание (табл. 2):

Nmax,КВС = Nmax × cos45° = 439/2 × cos45° = 155,2 кН. (2)

Установленный коэффициент жесткости Kсред = 47 кН/мм для узлов в серии № 4 был близким к жесткости узлов в серии № 1 (рис. 2).

В сравнении с клеевинтовыми соединениями пластичность узлов конструкций повысилась за счет пластической работы металлических соединительных деталей, величина коэффициента пластичности μ для серий образцов № 1-3 составила от 4 до 5, что свидетельствует о повышении класса пластичности узлов с клеевинтовыми соединениями до умеренной пластичности (4 ˂ μ ≤ 6). Исключением была пластичность узла 2-го типа на сдвиг, где была зафиксирована низкая пластичность μ ≈ 2.

По результатам испытаний узловых соединений 1-го типа на сдвиг установлено, что разрушение происходило от депланации трубы с последующим разрушением стальных диафрагм от растяжения. В соединениях 2-го типа при испытаниях на растяжение разрушение происходило от растяжения поперек волокон древесины между стержнями и депланации соединительной детали с последующим выдергиванием стержней (рис. 3а). При сжатии соединений было зафиксировано разрушение от местного смятия древесины под углом 45° к волокнам под деталью и от сжатия образца поперек волокон (рис. 3б). При работе на сдвиг разрушение происходило по сварным швам после значительных деформаций соединительной детали, при этом наблюдалось вдавливание детали в древесину в сжатой зоне (рис. 4).