Belgorod, Belgorod, Russian Federation
graduate student
Belgorod, Russian Federation
GRNTI 67.03 Инженерно-теоретические основы строительства
BBK 38 Строительство
Due to their good physic- mechanical properties, artificial concrete stones of 200–300 mm in height are now widely used in the construction of exterior and interior walls of small and multi- storey civil buildings, substantially replacing traditional ceramic and silicate bricks. Of hollow haydite-concrete and full-bodied aerated concrete stones of autoclave manufacture erect more than 65% of the walls of such buildings. Given the low thermal conductivity, they are used for the construction of single-layer outer bearing walls of low-rise and self-supporting walls of multi-storey and high-rise buildings, supported by ceilings. The wider use of new most efficient cellular concrete materials of autoclave manufacturing, which are the most effective for reducing the material consumption of our construction, is hampered by the lack of a reliable and physically based resistance theory and a satisfactory normative methodology for calculating their masonry.
compression resistance of masonry, central compression , strength at eccentric compression, bending moment , masonry of cellular stone
Рекомендуемые нормами [1] и отдельными стандартами [2, 3] применяемые на практике методы ее расчета разрознены по форме и существу, противоречивы и несовершенны. Даже по самому главному фактору – расчетному сопротивлению кладки при сжатии R в официальных документах [1, 2, 3] единства их количественной оценки нет.
Так, если для камней различной прочности на сжатие классов от В 1,5 до В 15 на растворах марок от М 25 до М 100 расчетное сопротивление кладки R по Стандартам [2, 3] в среднем на 15-20 % больше, чем по нормам [1], то по сравнению с результатами, получаемыми по известной зависимости проф. Л И. Онищика [4], на которой основаны нормы [1], такие превышения являются более значительными (50–75 %).
Существенное снижение расчетных сопротивлений кладки R из таких камней по зависимости проф. Л.И. Онищика [4].
, (1)
где 
и 
– сопротивление сжатию, соответственно, камня и раствора, а коэффициент конструктивного качества камня определяется по еще одной эмпирической зависимости:
A = 
, (2)
можно объяснить неточностью большого количества эмпирических коэффициентов (а ; б ;
; m и 
)
поскольку в годы ее создания массового производства ячеистобетонных камней автоклавного изготовления не было, но занижение расчетных сопротивлений кладки по нормативной методике [1] по сравнению с данными стандартов [2, 3] объяснить трудно.
Если по нормативной методике [1] центрально сжатая кладка в действительности есть и ее расчеты осуществляются по простой и хороша знакомой для пользователей, короткой формуле:
(3)
где 
– коэффициент, учитывающий влияние нагрузки 
и определяемый по зависимости
(4)
при 
=0 , а индексы 
обозначают, соответственно, коэффициент продольного изгиба и площадь поперечного сечения элемента , то по стандартам [2, 3] такого нагружения и деформирования кладки из ячеистобетонных камней нет и она всегда работает в условиях внецентренного сжатия.
При этом, расчетные формулы стандартов [2, 3] кардинально и по форме и по существу отличаются от расчетной зависимости норм [1] для внецентренно сжатой кладки. Так, по стандарту [2] прочность кладки из ячеистобетонных камней при внецентренном сжатии от вертикальных нагрузок и изгибающих моментов определяется по формуле:
(5)
Где индексы обозначают, 
-коэф. условий работы, учитывающий длительность действия нагрузки и равный 0,85; 
-коэф. условий работы для неармированных конструкций и равный 0,9; 
-коэф. условий работы, учитывающий влажность камней более 25 % и равный 0,85 ; 
-масштабный коэф. для столбов и простенков площадью сечения менее 0,3 м2 за вычетом длины площадок для опирания перемычек и равный 0,8; b – ширина простенка ( за вычетом длины площадок для опирания перемычек) и h – толщина стены.
В зависимости (5) коэффициент продольного изгиба элемента при внецентренном сжатии определяется по формуле:
, (6)
где
– такой же коэф. для всего сечения в плоскости действия изгиба ;
– аналогичный коэф. но только для сжатой части этого сечения;
– сумма случайного (0,02 м) и моментного (M/Nn) эксцентриситетов, где M – изгибающий момент от перекрытия и ветровой нагрузки, а N - сумма всех вертикальных нагрузок.
По Стандарту [3] такая формула для определения прочности кладки при внецентренном сжатии содержит такие же многочисленные эмпирические коэффициенты и отличается от аналогичной зависимости Стандарта [2] только заменой простого сомножителя в скобках на другой сомножитель в сложные формы с отрицательным показателем степени
(7)
Однако, по существу зависимость (7) существенно отличается от расчетных формул норм [1] и Стандарта [2], поскольку высота сжатой части поперечного сечении здесь равняется 
. Но это небольшое изменение коренным образом изменяет физическую сторону рассматриваемoro явления. Если нормативная методика [1] и Стандарт [2] в сжатой зоне принимают прямоугольную эпюру сжатия и наделяют ячеистый бетон свойствами упруго-пластичности, то Стандарт [3] уже рассматривает другой материал, а именно упругий с треугольной эпюрой сжатия в предельном состоянии.
Стандарты [2, 3] вообще не учитывают влияние краевого эффекта на повышение сопротивления материала при внецентренном сжатии , которое в нормативной методике [1] отражается сомножителем 
, повышающим несущую способность элемента до 45 %.
(8)
Но в отличие от нормативной методики [1], Стандарты [2,3] дают расчетные формулы сопротивления внецентренному сжатию армированной кладки из ячеистобетонных камней путем замены расчетного сопротивления неармированной кладки 
на 
, определяемого по зависимости:
, (9)
где 
– процент объемного армирования, а 
– соответственно, объемы арматурных сеток и кладки. При этом максимальное значение 
ограничивается величиной 1,24R, a процент косвенного армирования-значением 0,3 %. Этот подход Стандартов [2,3] является чисто эмпирическим в связи отсутствием соответствующего теоретического решения, но и отличается от нормативного [1] отсутствием учета влияния величины относительного эксцентриситета при назначении сопротивления 
, который присущ нормативной методике [1] при расчете кладки из камней высотой до 150 мм при внецентренном сжатии.
Такой диссонанс в теории работы и методиках расчета, действующих официальных нормативных материалах, вносит неразбериху в дальнейшее исследования, проектирование и применение конструкций из эффективного ячеистого бетона. Да и в отличие от СНиП и нормативной методики [1] Стандарты [2, 3] обозначают элементы из ячеистого бетона высотой 200–300 мм не камнями, а блоками.
Анализируя аналитические решения опубликованных в последнее время работ других исследований [5, 6, 7], где изучали сопротивление и работу неармированных и армированных кладок из ячеистобетонных камней при сжатии, следует отметить, что в них не поднимались вопросы теоретического решения сопротивления кладок из таких материалов, а лишь осуществлялись попытки нахождения других уточняющих эмпирических коэффициентов для общеизвестных формул проф. Л.П. Онищика [4] и нормативной методики [1]. Однако добиться более общих и более точных коэффициентов для этих решений пока не удалось.
На основании вышеизложенного необходимо отметить, что состояние теории сопротивления и методики расчета кладки из эффективных ячеистобетонных элементов при сжатии оставляет желать много лучшего и возможно лишь на основании других физически обоснованных теоретических решений и предпосылок.
1. SNiP 11-22-81 “Stone and reinforced structures. Norms of designing”. M., Stroiizdat, 1983, 61 p.
2. STO 501-52-01-2007 The standard of the organization. Designing and erection of enclosing structures of residential and public buildings with the use of cellular concrete in the Russian Federation. M., Association of Builders of Russia, 2007, 41 p.
3. STO NAAGZ.1-2013 The standard of the organization. Designs using autoclaved aerated concrete in the construction of buildings and structures. Design and Construction Rules, National Association of Autoclaved Aerated Concrete Manufacturers, 2013, 171 p.
4. Onishchik L.I. Stone constructions. Gosstroyizdat, M., 1939, 208 p.
5. Gojkalov A.N. Strength and deformability of compressed masonry elements from small cellular concrete blocks with indirect reinforcement. The dissertation author's abstract on competition of a scientific degree kand. tech. Sciences, Voronezh, 2005, pp. 4-12.
6. Dolev A.A. Effective glue compositions for monolithic wall blocks. "The dissertation author's abstract on the competition of a scientific degree kand. tech. sciences. M., 2003, pp. 5-13.
7. Degtev I.A., Donchenko O.M., Tarasenkov V.I. Strength and deformability of masonry under force compression. Belgorod: BSTU, 2015, 174 p.
