Совершенствование конструкций и технологии изготовления деревокомпозитных панелей

Во введении обоснована актуальность темы диссертационной работы,
приведены цели и задачи исследования, объект исследования, научная новизна работы, практическая значимость и реализация результатов научных исследований, сформулированы научные положения, выносимые на защиту.
В первой главе содержится обзор современного состояния и тенденции развития малоэтажного строительства с применением деревокомпозитных материалов. Выполнен обзор рынка: зарубежный и отечественный опыты применения технологии каркасного и объемно-модульного домостроения. Описана технология объемно-модульного домостроения и ее возможности. Рассмотрены нерешенные вопросы, представлены конструктивные решения и возможные планировки зданий различного назначения.
Разработкой и исследованием панелей с деревянным каркасом для использования в объемных модулях на основе деревокомпозитных материалов, а также узлов соединений для применения технологии объемно-модельного домостроения, как было описано выше, начали заниматься в 30-х годах в США и Канаде, а в начале 60-х годов прошлого века научно-исследовательские, проектные, вузовские организации: ЦНИИСК, ЦНИИПромзданий, ЦНИИЭПжилища и др. Большой вклад в развитие теории расчета и практики применения стеновых панелей на деревянном каркасе внесли Ковальчук Л.М., Пятикрестовский К.П., Линьков И.М., Жаданов В.И., Казаков И.В., Черных А.Г., Каратаев С.Г., Корзон С.А. и др. Вопросы по конструктивным и технологическим решениям узловых соединений панелей с деревянным каркасом рассматривал в своих работах Серов Г.Н., Инжутов И.С., Терентьев В.Я, Котлов В.Г., Власов А.В. и др.; совершенствованию конструкций и технологии изготовления деревоокомпозитных плитно-ребристых изделий для домостроения – Черных А.С., Коваль П.М., Фурлетов В.Н., Попов Е.В. и др.
Применение каркасно-панельных конструкций в нашей стране малоизучено, но широко распространено за рубежом, в том числе при возведении зданий повышенной этажности. Потребность в строительстве таких зданий: быстровозводимых, доступных, комфортных из крупносборных элементов высокой степени заводской готовности с каждым годом растет. Древесина, как конструкционный материал, обладающий непревзойдёнными положительными свойствами, являясь возобновляемым природным ресурсом, становиться наиболее востребованным в домостроении. Проведенный анализ опыта российского и зарубежного производства, строительства и эксплуатации по технологии объемно-модульного домостроения позволили сформулировать цель и нерешенные задачи исследования, подтверждающих актуальность диссертационной работы.
Во второй главе выполнен теплотехнический расчет и численное моделирование теплообмена через ребра панели из древесины с воздушными рассечками, расположенными в различных комбинациях (рис. 1). Построены и проанализированы зависимости распределения коэффициента теплопроводности и термического сопротивления в зависимости от hрасс/hреб и
tрасс/tреб для случая с одним и двумя рядами воздушных рассечек. Проведенный анализ показал, что наибольший коэффициент термического сопротивления равный можно достичь при hрасс/hреб = 0.8 и tрасс/tреб = 0.15.
Для варианта однорядных воздушных рассечек можно рассчитать эквивалентную теплопроводность со средней погрешностью ±1% по уравнению:
0.2694.5h0.96 η2
экв  1677h1.38 η2 1%
, (1) где η  t h – относительный геометрический коэффициент;
h  hрасп hор – относительная высота рассечек; t  tрасп tор – относительная толщина рассечки.
Для случая с двумя рядами воздушных рассечек можно рассчитать эквивалентную теплопроводность со средней погрешностью ±4% из уравнения:
0.2673.9h0.97 η2
экв  1574h1.46 η2 3% , (2)
Представленные уравнения можно применить для инженерной методики теплотехнического расчета строительных конструкций с воздушными рассечками.
абв
Рисунок 1. Схема исследуемой геометрии рассечек
а – геометрия с одним рядом воздушных полостей, б – геометрия с двумя рядами воздушных полостей, в – без воздушных рассечек
В третьей главе представлены результаты теоретических исследований напряженно−деформированного состояния обшивок и стоек стеновой панели с деревянным каркасом в составе объемного модуля. В рамках достижения поставленной цели решены следующие задачи разработаны математические
7

модели: для определения коэффициентов редукции, учитывающих неравномерное распределение нормальных сжимающих напряжений по ширине обшивки и позволяющая определять её приведенную ширину, вводимую в расчет; для определения напряженно−деформированного состояния и анализа устойчивости стоек каркаса, работающих совместно с обшивками, с учетом податливости соединений обшивок и ребер. На основании проведенных исследований получены научно–обоснованные коэффициенты, положенные в основу предложенной инженерной (упрощенной) методики расчета плитно- ребристых деревокомпозитных стеновых конструкций.
Рисунок 2. Касательные усилия на границе «стойка−обшивка» Коэффициент редукции обшивки (коэффициент приведенной ширины)
может быть вычислен по формуле:
k ср /max, (3)
red x х
где ср  среднее нормальное напряжение по всей ширине обшивки в x
поперечном сечении стеновой панели, вычисляемое по формуле (4); max  х
максимальное нормальное напряжение.
1 bоб 1 n
ср   ydy xbx b
iy, (4)
xi об a об i1
где σix − значение нормального напряжения в каждой точке по ширине поперечного сечения; Δyi − бесконечно малая ширина участка между точками измерения напряжений; bоб − фактическая (габаритная) ширина обшивки.
Расчетная (приведенная) ширина сечения обшивки стеновой панели вычисляется путем умножения фактической ширины bоб на коэффициент приведения kred, по формуле:
bred=kred·bоб, (5)
где kred − коэффициент приведения обшивки; bоб − фактическая (габаритная) ширина обшивки.
Пренебрегая толщиной и изгибом обшивки, и полагая, что усилия от ребер передаются на обшивку в её срединной плоскости, распределение напряжений в обшивки можно считать двумерным. Дифференциальное уравнение плоской анизотропной пластинки (обшивки) будет иметь вид, следуя С. А. Амбарцумяну, С.Г. Лехницкому:
1 IV  1 2  IV 1 IV xy0, (6)
E yIV G E xIIxII E xIV x xy x y
где φ(x,y) − функция напряжений Эри; Ex − модуль упругости материала обшивки в направлении главной оси анизотропии; Ey − то же, в ортогональном направлении; μxy − коэффициент Пуассона вдоль главной оси анизотропии обшивки при действии напряжений поперек этой оси; Gxy − модуль сдвига материала обшивки.
В решении Файлона функция напряжений Эри φ(x,y) представляется в виде:
1 
(x,y) 2 a (y)b (y)c (y)g (y) sinx, (7)
n1 n2 n3 n4 n1  
где α=πn/l, n=1,2,3,…; l − высота стены; an; bn − коэффициенты разложений в тригонометрические ряды контурных, нормальных к продольным кромкам нагрузок, соответственно при y=±0,5b; b − ширина рассматриваемого участка обшивки; cn; gn − то же, касательных усилий; ψi(y) − функции, зависящие от корней характеристического уравнения:
r4 E /G 2 2 r2 E /E 4 0. (8) xxyxy xy
Рассмотрено два случая крепления обшивки к продольным ребрам:
1) обшивка опирается только на 2 ребра по краям. Коэффициенты an=bn=0, коэффициенты разложения cn и gn определяются формулами Фурье:
cn 2l(x)cos(x)dx; gn 2l'(x)cos(x)dx. (9) l0 l0
2) обшивка опирается на 2 стойки по краям и одну стойку посередине. Коэффициенты разложения cn и gn определяются по формуле (9), коэффициент: an=0. По причине невозможности искривления продольной кромки рассматриваемого участка обшивки по оси среднего ребра коэффициент bn≠0, и определяется из выражения:
 c ”’bg ”’bEE2c’ bg’ b  n 3n 4xy n3n4 EG 2 2  2 2
yxy b b   EG 2 c’ g’ 
 x xy xyn 3 n 4
 
bn  
”’  b  2 ‘  b    EG E EG
(10)
22 
y xy 2 x
2 2
2 y xy xy 9

Для определения сдвигающих усилий на границе «ребро–обшивка» стеновая конструкция рассматривается как составной элемент, слои которого соединены между собой податливыми связями сдвига. Тогда, дифференциальное уравнение двухслойного составного элемента (А. Р. Ржаницын) будет:
T ”/ T , (11) где Т − сдвигающее усилие на границе «стойка−обшивка»; ξ −
коэффициент жесткости связей сдвига, ncсв /Sсв,; γ, Δ − коэффициент и
свободный член дифференциального уравнения, определяемые по формулам (12).
 1/EF 1/E F c2 /EI; N0 /EF N0 /E F M c/EI, (12) 1122 1112220
где ссв − коэффициент жесткости одного соединения; Sсв − шаг соединений, n − количество продольных ребер, на которые опирается обшивка; E1, E2, F1, F2 − модуль упругости и площадь сечения обшивки и ребра соответственно; с − расстояние между ц.т. обшивки и ребра; ΣEI − сумма изгибных жесткостей обшивки и ребра; N01, N02 − продольные силы, приложенные к обшивке и ребру соответственно (так как продольная сила передается только через основные ребра, то N01=0); М0 – функция распределения изгибающего момента только от поперечной нагрузки q.
Частное решение дифференциального уравнения (13) имеет вид:
2N02 EJ F E cq  222
n
где n − количество продольных ребер, на которые опирается обшивка; λ – характеристическое число,     .
Рекомендуемые значения коэффициентов редукции представлены в таблице 1.
Таблица 1 – Коэффициенты редукции обшивок из ФК и ОСП
1 shlshxchlshxshlchxFE2cqxxshllshl T(x)  2 2 ,(13)
2FE4 EJshl 22
 
Материал обшивки
Высота стеновой панели, Н, м Коэффициент редукции обшивки kred
Коэффициент редукции обшивки kred
*Примечание: в числителе приведены значения коэффициента редукции при соединениях обшивки и ребер, в знаменателе – для абсолютно жестких соединений.
Фанера конструкционная Ориентированно− (ФК) стружечная плита (ОСП)
Опирание обшивки на 2 ребра
2,5 2,75 3,0 2,5 2,75 3,0
0,25* 0,30 0,35 0,48 0,56 0,65 0,22 0,26 0,32 0,42 0,49 0,55
Опирание обшивки на 3 ребра
0,45 0,53 0,6 0,72 0,78 0,87 0,22 0,26 0,32 0,42 0,49 0,55
податливых
На рисунке 3 представлены графики распределения нормальных сжимающих напряжений |σ x −| в обшивке фрагмента стеновой панели высотой 2,5 м, опертой на 2 ребра. Аналогичным образом построены графики для стеновых панелей высотой 2,75 и 3 м, а также для случаев опирания обшивки на 3 ребра.
Согласно СП 63.13330.2017 расчет на прочность по нормальным
напряжениям внецентренно−сжатых и сжато−изгибаемых производится по формулам:
где Fрасч − площадь расчетного сечения нетто; Wрасч − расчетный момент
сопротивления поперечного сечения; Мд − изгибающий момент от действия
поперечных и продольных нагрузок, определяемый из расчета по
деформированной схеме, M M/(1N/RF );Rс − расчетное сопротивление д c бр
древесины сжатию.
NМд R;
элементов (14)
Fрасч Wрасч
c
Рисунок 3. Схема распределения максимальных нормальных сжимающих напряжений |σ x −| в обшивке фрагмента стеновой панели высотой 2,5 м, опертой на 2 ребра: а − обшивка из ФК; б − обшивка из ОСП
Предложен алгоритм с уточнением данной методики расчета применительно к рассматриваемым конструкциям путем введения ряда коэффициентов:
− коэффициента kпод, учитывающего влияние сдвиговой податливости связей при центральном сжатии элемента продольной силой N:
kпод с, /с,факт ,
− коэффициента kw, учитывающего влияние сдвиговой податливости
связей при действии изгибающего момента: kw р, /р,факт ,
− коэффициента kφ, учитывающего снижение критической силы для
составного элемента на податливых связях по сравнению с элементом цельного сечения: k  Nкр,факт / Nкр,.
Для определения значения Nкр элемент стеновой панели рассматривался как составной сжатый стержень, наружными слоями которого являются обшивки, а внутренние слои – деревянное ребро. Связями сдвига в шве являются податливые соединения на винтах. Систему дифференциальных уравнений составного сжатого стержня с учетом продольного изгиба:
– стеновая панель с однослойной обшивкой: T”/T y
1 1 11 1 1y 10,  N0y”T
(15)  0с; 0 ; 0M0, (16)
 y11y0 N N 2
N y1 1y EI yy EI y0 EI
где y − прогиб элемента; ΣN0 − суммарная продольная нагрузка на панель; с – расстояние между центрами тяжести обшивки и деревянного ребра.
Решение задачи получено путем приравнивания нулю детерминанта матрицы, составленной из коэффициентов при неизвестных уравнения (15) и поиска значения ∑N0, соответствующего нетривиальному решению системы. При заданных граничных условиях продольный изгиб будет происходить по синусоидальной кривой. Получено выражение, позволяющее определить значение критической силы для действительной формы потери устойчивости, что соответствует изгибу элемента по одной полуволне синусоиды:
4 EI2  EI2
N  1 11 . (17)
кр EI2 с2  EI 11 111
На рисунке 3 представлены графики зависимости критической сжимающей силы от коэффициента жесткости связей сдвига (ξ=5000…40000 для стеновой панели с обшивкой из ФК и ξ=5000…20000 – с обшивкой из OSB).
Аналогичная задача решена для стеновых деревокомпозитных панелей с двухслойной обшивкой. Вместо системы (17) рассмотрена система из 3–х
дифференциальных уравнений. Формула для определения критической силы действительной формы потери такой конструкции имеет вид:
2EI242 2  2
111 222 121122 1212 . (18)
22EIc2 c2  EI EI   11 22 111 222 
Установлено, что включение обшивок в работу ребер позволяет уменьшить нормальные напряжения в ребрах на 12…27% при центральном сжатии; 26…73% – при изгибе; а также увеличение критической силы Nкр до 150% при односторонней обшивке, до 227% – при двухсторонней. Наибольший эффект включения обшивки дает увеличение сдвиговой погонной жесткости швов до значения ξ=20·103…25·103 кН/м2, дальнейшее повышение жесткости целесообразно производить при соответствующем технико-экономическом обосновании, в связи с повышенным расходом соединителей (винтов).
В четвертой главе представлены результаты экспериментальных исследований прочности и деформативности механических соединений на винтах для стеновых панелей объемных модулей с обшивкой из различных типов листовых материалов, это традиционная фанера конструкционная (ФК) и современные ориентированно−стружечные плиты (ОСП). Исследования проводились при действии статической нагрузки в зависимости от диаметра винтов и глубины защемления винта в древесину ребер. Дано описание методики эксперимента, экспериментальной установки и аппаратного сопровождения. Испытания на промежуточных сдвиг проведены согласно методике ЦНИИСК. В качестве образцов для испытаний приняты составные образцы односрезных соединений (рис. 4)
аб
Рисунок 4. Образцы соединений (а) и испытательная установка (б)
Пиломатериалы и листовые материалы (ФК и OSB) соответствовали требованиям ГОСТ и EN. Испытания проводились на испытательной машине Shimadzu 50 кН в лаборатории кафедры лесопромышленных производств и
Nкр
 c2 c2 2cc   EI 2EI 
12211122 121122 12

13

обработки материалов САФУ имени М.В. Ломоносова. Графическое документирование зависимости «нагрузка−деформация» производилась автоматически испытательной машиной, графики зависимости были импортированы в графический редактор «KOMPAS». После процесса масштабирования полученных кривых выполнялось определение разрушающего усилия Nt, а также усилия, соответствующего верхней области упругой деформаций NI−II и соответствующее данной нагрузке значение деформации δI−II.
Определение коэффициента жесткости соединения производилось по формуле:
Для обеспечения достоверности и повышения эффективности экспериментальных исследований проведено планирование эксперимента. В результате установлено минимальное количество образцов для испытаний при статистической обеспеченности 0,95.
Графики зависимости «нагрузка – деформация» представлены на рисунке 5. Результаты испытаний и расчеты представлены в таблице 2.
C  P /.
(19)
Рисунок 5. Зависимость «нагрузка−деформация»: а – для образцов соединений «древесина−ФК»; б – для образцов соединений «древесина – OСП»
Таблица 2 – Результаты испытаний соединений на сдвиг
Соединения «древесина – ФК»
Ø4 lзащ=30 Ø4 lзащ=40 Ø4 lзащ=50 Ø5 lзащ=30 Ø5 lзащ=40 Ø5 lзащ=50 Ø6 lзащ=30 Ø6 lзащ=40 Ø6 lзащ=50
Ø4 lзащ=30 Ø4 lзащ=40 Ø4 lзащ=50 Ø5 lзащ=30 Ø5 lзащ=40 Ø5 lзащ=50 Ø6 lзащ=30 Ø6 lзащ=40 Ø6 l=50
2,202 1,40 3,32 2,577 1,55 3,04 2,796 1,59 2,88 2,804 1,32 1,83 3,080 1,40 1,39 3,353 1,50 1,16 3,589 1,91 1,41 3,869 1,65 0,94 4,082 1,78 0,91
117,96 3,09 163,20 4,27 197,04 5,16 128,40 3,36 178,44 4,67 213,12 5,58 141,24 3,70 194,28 5,09 240,00 6,28
2,50 0,88 0,42 2,44 1,05 0,51 2,41 1,16 0,55 2,48 1,01 0,72 2,43 1,07 1,00 2,40 1,16 1,30 2,47 1,45 1,35 2,42 1,27 1,75 2,38 1,37 1,95
2,47 0,36 0,30 2,44 0,37 0,34 2,41 0,39 0,37 2,44 0,44 0,53 2,42 0,52 0,63 2,39 0,49 0,74 2,41 0,67 0,81 2,40 0,84 0,90 2,38 0,88 1,02
Соединения «древесина – ОСП»
0,973 0,47 1,55 1,094 0,4806 1,43 1,250 0,511 1,38 1,466 0,572 1,07 1,599 0,6755 1,07 1,706 0,6387 0,86 1,873 0,8741 1,08 2,080 1,0864 1,21 2,226 1,1411 1,12
140,76 3,68 173,40 4,54 208,56 5,46 164,04 4,29 195,48 5,12 224,76 5,88 198,72 5,20 210,96 5,52 240,00 6,28
Принят многофакторный метод планирования эксперимента. Входными параметрами назначаем 2 фактора: диаметр винта (х1), глубина защемления винта в древесине (х2). Количество параллельных опытов – 3, определено по результатам предварительных испытаний образцов В качестве выходного параметра назначен параметр сдвиговой жесткости соединения «С». Полученные уравнения регрессии имеют вид:
− соединения «древесина−ФК»:

y 1,0610,595x 0,218x 0,118x x 0,082 x2  х2 0,038 x2  х2 . (20)
 y0,6270,287x 0,082x 0,023xx 0,01 x2 х2 0,005 x2 х2 .
1212
22
− соединения «древесина−ОСП»:



(21)
1212
22



Диаметр/глубина защемления винта в древесине, мм
Разрушающее усилие Nt, кН
Усилие, соответствующее верхней области упругой деформации NI-II, кН
Деформация, соответствующая верхней области упругой деформации, δI−II, мм
Продолжительность испытаний t’, сек
Приведенная к неизменному действию разрушающего усилия Nt продолжительность испытаний t, сек
Коэффициент надежности соединения kпл
Расчетная несущая способность соединения, кН
Коэффициент жесткости 1 соединения, C, кН/мм

Для перевода значений диаметра d и длины l винта в кодированную форму используется выражение:
х  xi  x0i , (22)
где xi, x0i − натуральные значения фактора на искомом (xi) и базовом (x0i) уровнях; Δxi − интервал варьирования факторов.
Установлено, что диаметр и глубина защемления винта в древесине весьма значительно влияют на коэффициент жесткости соединения «С». Для соединений» древесина−ФК» увеличение данного коэффициента составляет 220…250% при увеличении диаметра винта с 4 до 6 мм, для соединений «древесина−ОСП» − 165…175%. Увеличение глубины заделки позволяет увеличить данный коэффициент на 30…80% в соединениях «древесина−ФК», на 20…40% в соединениях «древесина−ОСП». Большие значения коэффициента жесткости соответствуют соединениям «древесина−ФК», превышения значения данного коэффициента по сравнению с соединениями «древесина−OSB» наблюдаются в интервале 40…90% в зависимости от глубины защемления и диаметра соединителя.
В пятой главе рассмотрены вопросы совершенствования технологии производства деревокомпозитных панелей с деревянным каркасом в составе объемного модуля с учетом результатов проведенных исследований. На основании разработки рациональной производственной линии для производства стеновых панелей в рамках инвестиционного проекта по строительству завода на территории Архангельской области, проведенного сравнительного анализа технико-экономических показателей на примере конструкции наружной стены из различных материалов, представленных критериев применения деревокомпозитных материалов в регионе, обусловленных колоссальной площадью территории Архангельской области, покрытой лесами, одновременно наличии в жилищном фонде существующего аварийного и ветхого жилья, приведены обоснования эффективности проекта в виде экономических показателей реализации проекта за пятилетний период эксплуатации.
Технологический процесс включает в себя производственную заводскую линию (рис. 5), оснащенную высокотехнологичным автоматизированным оборудованием, которое обеспечивает высокую производительность и высокое качество готовой продукции при низких трудозатратах.
Глава включает в себя технические требования к конструкция стеновых панелей с деревянным каркасом в составе объемных модулей и применяемым материалам.
xi
Рисунок 6. Пример организации производства модулей на оборудование чешской фирмы SOUKUP
1- Торцовочный станок с ЧПУ раскроя пиломатериалов; 2- Вертикальный форматно- раскроечный станок; 3- Стол для сборки каркасов; 4- Стол поворотный на 90°и с поперечным перемещением; 5- Многофункциональный мост; 6- Стол поворотный на 90°; 7- Стол с поперечным перемещением; 8- Стол поворотный на 90° и с поперечным перемещением; 9- Стол поворотный на 90°; 10- мостовой кран, грузоподъёмностью 5 тонн.
Технологический процесс заводского изготовления объемных модулей включает в себя:
Укрупненно, от чертежа до готового модуля, весь технологический процесс разбивается на несколько этапов:
1. Разработка конструкторской документации при помощи программного обеспечения, например, SEMA, применяя BIM-технологии.
2. Передача данных из программного комплекса на ЧПУ оборудования. 3. Изготовление комплекта панелей на соответствующий модуль
4. Сборка панелей в объемный модуль
5. Изготовление наружного фасада
6. Проводка коммуникаций и чистовая отделка помещений.
7. Отгрузка модулей на площадку строительства.
Технологический процесс заводского изготовления панелей для
производства объемных модулей должен предусматривать крупносерийное производство с применением механизированного оборудования, который в том числе предусматривает автоматическое производство ребер стеновых панелей с рассечками.
На выполнение всех операций разработаны и приведены в главе технологические требования, представлены схемы организации рабочих мест при производстве стеновых панелей на позиционном оборудовании и на поточной линии, а также рассмотрены и приведены принципиальная схема организации контроля качества, требования в маркировке, хранению и транспортной упаковке объемного модуля.
ВЫВОДЫ И РЕКОМЕНДАЦИИ
1. На основании результатов, полученных в рамках поставленной цели и задач экспериментально-теоретических исследований, разработаны конструкции ребристых деревокомпозитных элементов для производства
объемных модулей, деформационные и домостроения.
2. Произведен
стеновых панелей при наличии воздушных теплоизолирующих рассечек. На основании проведенных численных исследований построены зависимости коэффициентов сопротивления теплопередаче в зависимости от геометрии и схемы расположения воздушных рассечек. Установлено, что наличие рассечек в ребрах стеновых панелей позволяет снизить теплопотери до 1,6 раз.
3. Разработана математическая модель, позволяющая оценить характер распределения нормальных сжимающих напряжений в обшивках стеновой панели при сжатии с изгибом, определять коэффициент приведенной ширины; представлен алгоритм расчета стеновых деревокомпозитных конструкций на прочность и устойчивость с учетом включения в работу обшивок, соединенных с ребрами податливыми механическими связями. Выполнены численные исследования напряженно-деформированного состояния элементов пространственных объемных модулей с учетом анизотропных свойств деревокомпозитных элементов и податливости механических связей для двух и трехслойных конструкций панелей.
4. Выполнены численные исследования напряженно- деформированного состояния плоских стеновых элементов объемных модулей с учетом анизотропных свойств древесины и плитных материалов (фанера и ОСП), а также при различном шаге механических связей для двух и трехслойных панельных составных конструкций.
5. Получены значения эмпирических коэффициентов для инженерного расчета деревокомпозитных составных конструкций методом приведенного сечения, учитывающих снижение геометрических характеристик составного сечения по сравнению с цельным.
6. Выполнены экспериментальные исследования образцов – фрагментов плитно-ребристых конструкций стеновых панелей на механических связях, получены характеристики сдвигоустойчивости (податливости) и прочности односрезных винтовых соединений ребер и обшивок из фанеры и ОСП. Получены регрессионные уравнения, позволяющие определить коэффициент жесткости соединений в зависимости от глубины заделки винта в древесину и его диаметра.
7. Разработаны рекомендации по совершенствованию технологического процесса изготовления объемно-модульных конструкций на основе деревокомпозитных материалов на механических связях. В качестве обшивок панелей целесообразно использовать фанеру или ОСП с огнезащитной
обеспечивающих повышенные прочностные, теплотехнические характеристики изделий для
анализ теплотехнической эффективности ребер
обработкой согласно требований нормативных документов и полученных результатов исследований.
8. Результаты исследований рекомендуется использовать в проектной практике, учебном процессе, НИР и ОКР. Сформулированы рекомендации по проектированию быстровозводимых зданий и сооружений из модулей полной заводской готовности для труднодоступных регионов с суровыми климатическими условиями, а также в условиях ЧС, переданы в НИЦ «Строительство» и ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко.