Белгород, Белгородская область, Россия
Белгород, Белгородская область, Россия
Белгород, Белгородская область, Россия
г. Москва и Московская область, Россия
ГРНТИ 67.11 Строительные конструкции
ББК 385 Строительные конструкции
Обоснована необходимость установления и значения действительных закономерностей деформирования растворов в горизонтальных швах каменой кладки на всех стадиях ее работы – в отсутствии и развитии трещин, при исчерпании сопротивления, составляющих от 80 – 85 % общих деформаций кладки при кратковременном сжатии. Обращено внимание на отсутствие в научной литературе сообщений о проведении и результатах исследований по пространственному напряжено-деформативному состоянию раствора в швах кладки при сжатии. Подчеркиваются преимущества исследования секущего модуля деформации Ер при решении многих задач по теории работы и методике расчета каменной кладки. На основании обработки результатов многолетних исследований, аналитически и графически показано существенное отличие изменения секущего модуля деформации Е'р цементных растворов различной прочности горизонтальных швов каменной кладки от характера его изменения при испытании растворов в стандартных образцах. Отмечены преимущества разработанной методики обработки результатов исследований растворов в стандартных образцах, позволяющей более точно устанавливать действительные значения их нормального модуля деформации Е0 и предельную относительную деформацию при сжатии. Приведены аналитические зависимости коэффициента пластичности и секущего модуля деформаций Е'р, установленные на основании обработки результатов многочисленных исследований кладочных растворов.
прочность, деформативность, каменная кладка, строительный раствор, горизонтальные швы, сжатие, снижение модуля деформации, пространственное напряженное состояние, изменение модуля деформации
Введение. Для многих задач и вопросов теории работы и методов расчета конструкций каменной кладки необходимо знание действительных законов деформирования растворов в её горизонтальных швах при силовом сжатии. Деформации кладки необходимо знать на всех стадиях и уровнях ее работы – в отсутствие первых вертикальных трещин в камнях в 1-ой стадии, при появлении таких трещин в двух смежных рядах камней во 2-ой стадии, при развитии вертикальных магистральных трещин неармированной кладки в 3-ей и, конечно, в 4-ой стадии при исчерпании её сопротивления. Знание этих закономерностей деформирования необходимо для конструктивных расчетов элементов при эксплуатации разно нагруженных и многослойных стен, стен с наружными и внутренними облицовками, пересечений разно высоких наружных и внутренних стен для предотвращения их растрескивания и разрушения.
Основная часть. В научно-технической литературе редко приводятся результаты исследований характера и характеристик деформирования строительных растворов, считая эти вопросы неактуальными в то время, когда более 65 % стен зданий устраиваются кладкой из кирпича и мелких искусственных камней. Все больше сообщается о законах деформирования различных видов современных бетонов. А характер деформирования строительных растворов, применяемых для каменной кладки, как обычно, привыкли считать таким, каким он устанавливается при испытании раствора в стандартных образцах – кубах с ребром в 70 мм и такого же поперечного сечения призм, в которых величина модуля начальной деформации Е0, обычно называемого начальным модулем упругости, с ростом нагружения постепенно уменьшается до нуля.
Естественно, что такой подход назвать верным нельзя. Поскольку касательный модуль деформации Е при исчерпании сопротивления материала равен нулю, то и соответствующая этому предельная деформация сжатия ԐR должна быть бесконечной, что совершенно противоречит результатам физических экспериментов. Поэтому все чаще исследователи стараются оперировать не с касательным, а с секущим модулем деформаций Е', так называемым «средним модулем деформаций».
В последнее время наиболее известной работой в рассматриваемом направлении является исследование профессоров В.В. Пангаева и В.М. Сердюка [1], считающего, что средний модуль деформаций Е' цементных растворов при кратковременном равномерном 10-ступенчатом сжатии по сравнению с величиной начального модуля деформаций Е0 до уровня нагрузки Р, равной 0,3·Рраз., вначале сохраняют свое начальное значение с постепенным уменьшением своей величины на последующих ступенях нагружения, вплоть до значений 0,28 и 0,10·Е0 на двух, соответственно, последних ступенях нагружения и исчерпании сопротивления.
Такой подход, по нашему мнению, является положительным, поскольку хотя бы в первом приближении позволяет осуществлять конструктивные расчеты на многих уровнях нагружения и эксплуатации кладки. Однако, к определенным его недостаткам следует отнести предполагаемое распространение постоянного характера и относительных значений Е' на все цементные растворы прочностью от марки М10 до М200, что экспериментально не подтверждается, а также и то, что величины секущего модуля деформаций Е' на последних двух ступенях нагружения авторы [1] получали не опытным путем, а установили их чисто аналитически посредством экстраполяции вперед.
Проведенные нами в течение последних 40 лет в Харьковском инженерно-строительном институте и в Белгородском государственном технологическом университете им. В.Г. Шухова многочисленные исследования трещиностойкости и сопротивления кладки и ее отдельных элементов: кирпича, мелких искусственных камней, смешанных и цементных растворов [2, 3, 7, 8, 11–19, 21, 22] убедительно показали явное различие количественного характера изменения модуля деформаций Е' этих материалов при центральном сжатии с уровнем нагружения цементных растворов различных марок и различной прочности. При этом все испытания кладочных растворов мы производили с постоянной нормативной скоростью нагружения вплоть до их разрушения, а показания тензорезисторов дублировали показаниями механических индикаторов, работающих благодаря системе крепления инженера Василенко обратным ходом, без их удаления до самого разрушения образцов, что увеличивало точность измерения отсчетов на последних ступенях нагружения.
В качестве примера характера деформирования стандартных образцов цементных растворов на графике (рис. 1) приведены лишь кривые деформирования цементных растворов марок М25 и М200 (рис. 1 A, B), полученные по результатам наших исследований [2, 3, 7, 8, 11–19], которые существенно отличаются друг от друга, и от единой кривой деформирования цементных растворов всех марок по исследованиям В.В. Пангаева и В.М. Сердюка (рис. 1C).
Рис. 1. Изменение секущего модуля деформаций Е' цементных растворов с уровнем нагружения:
А, B – эксперименты авторов, соответственно, для марок М50 и М200; C – расчетные значения
по данным В.В. Пангаева; D, E – расчетные значения по методике авторов для растворов марок М50
и М200 соответственно, в горизонтальных швах
каменной кладки.
Этот график, построенный в новых координатах σ/R – Е'/E0, является более обозримым с легко получаемым по результатам опытов на каждой ступени нагружения отношением величин напряжения σ и абсолютной деформации ∆l.
Столь необычная для экспериментальных исследований монотонная гладкость наших кривых деформирования (без отдельных выбросов) стандартных образцов цементных растворов и установление конкретных предельных значений их модулей деформаций Е'R и соответствующих предельных деформаций сжатия σ R без обычного разброса, характерных для других исследований [4, 5, 9, 10, 20, 23–26], объясняется постоянным использованием в наших исследованиях [2, 3] единой методики проведения испытаний и обработки их результатов.
Эта методика испытания образцов была принятой следующей:
- опорные грани призм тщательно пришлифовывались;
- центрирование осуществлялось под нагрузкой 0,05…0,3 Рраз. с последующей 3-кратной разгрузкой и нагрузкой. Убедившись в достаточном равенстве деформаций по всем 4 граням (разность отсчетов не превышала 10…15 %), приступали к дальнейшему испытанию образца до разрушения;
- два образца-близнеца для определения R испытывали в условиях непрерывного нагружения со скоростью 0,8…0,15 кг/см2 в секунду до разрушения. Определение скорости осуществляли по секундомеру и в момент, предшествующий разрушению, скорость деформирования образца приходилось увеличивать;
- следующие два образца-близнеца испытывали с одноминутными остановками на каждой ступени для снятия отсчетов и осмотра образца до уровня 0,9 Рраз., после чего нагружение производили непрерывно до разрушения. Снятие показаний отсчетов по всем 4 граням производили одновременно;
- всю серию, состоящую из 4 призм, испытывали в течение суток.
Такая методика позволила установить единообразие в испытаниях опытных образцов, что нашло отражение в увеличении стабильности полученных результатов, но все же не избавила от необходимости выработки специальной методики их обработки, в связи с их естественным разбросом на первой и последней ступенях нагружений. Эта методика заключалась в корректировке нулевых отсчетов, установлении достоверного значения начальных модуля деформаций Е0 и наиболее достоверных значений предельного секущего модуля деформации Е'R.
Из лабораторной практики хорошо известно, что установление начального модуля деформаций Е0 сопряжено с определенными погрешностями с начальным нагружением, мертвым ходом приборов и некоторыми условностями начальных отсчетов. Профессор О.Я. Берг [5] отмечал, что в лабораторных испытаниях начальные деформации обычно уходят из поля зрения испытателя. Первые замеры деформаций, связанные с центрированием образцов, не учитываются в последующем. Кроме того, всегда принимается некоторая минимальная нагрузка на образец, относительно которой снимаются нулевые отсчеты. Связанные с этим погрешности иногда приводят к тому, что начальный модуль деформации при напряжениях (0,02…0,10) R может быть получен намного ниже, чем при напряжениях 0,2 R, что является ошибочным.
Для устранения указанных недостатков и получения сравнимых данных, результаты проведенных авторами испытаний подвергались единому методу обработки, который заключался в корректировке нулевых и предельных отсчетов и установлении достоверных значений начальных модулей деформации Е0. Сущность указанного метода основывалась на том, что начальное значение модуля деформаций Е0 не может быть меньше значения секущего модуля деформаций Е', соответствующего напряжению 0,2 R. Практически это выливалось в требование, чтобы первые, вторые, третьи и четвертые разности отсчетов корректировались таким образом, чтобы приращения последних отсчетов были бы равными или монотонно увеличивающимися. Такое корректирование опытных значений Е0 и Е' было необходимым проводить, как правило, не далее третьих-четвертых разностей. Все это позволило получать более достоверные значения Е0, Е', Е'R и ԐR и определенное единство формы кривых
Е'/E0 – σ/R для всех испытанных цементных растворов различной прочности – марок М25 – М200.
Для аппроксимации полученных таким образом кривых деформирования цементных растворов несложными аналитическими функциями необходимо было удовлетворять требованиями их прохода через три главные точки: до начала нагружения, когда σ/R = 0, а Е' = E0; при уровне нагружения σ/R = 0,2 и при предельном значении нагрузки, когда σ/R = 1,0, т.е. при исчерпании сопротивления образца. Этим требованиям по результатам наших опытов в наилучшей мере соответствует зависимость секущего модуля деформаций в виде
, (1)
где коэффициент l зависит только от прочности (марки) раствора и равняется:
. (2)
В зависимостях (1) и (2) коэффициент l наилучшим образом соответствует характеристике пластичности при исчерпании сопротивления цементных растворов, равной отношению работы, затраченной на пластическое деформирование, к общей работе по деформированию и разрушению образца. Анализ результатов проведенных авторами исследований позволил получить несложную зависимость этого коэффициента от прочности цементных растворов в виде:
(3)
которая, в частности для растворов марки М50 и М200 дает, соответственно, значения их пластичности 0,80 и 0,60. При этом отношение Е'R/E0 может отражать степень упругости цементных растворов при разрушении.
Всё вышеизложенное касалось только деформирования цементных растворов в стандартных образцах (кубики и призмы), при которых измерения нагрузок и деформаций осуществляется точными методами. Что же касается аналогичных измерений напряжений и деформаций растворов в горизонтальных швах каменной кладки, то их точное установление современными методами и приборами весьма затруднительно и практически невозможно. В отличие от простого напряженно-деформированного состояния (НДС) стандартных образцов при центральном сжатии, раствор в горизонтальных швах каменной кладки находится в сложном пространственном состоянии сжатия, при котором его прочность при исчерпании сопротивления кладки и продольные деформации существенно увеличиваются. Достаточно лишь указать на прочность кладки из кирпича М300 на растворе М25, величина которой (50 кг/см2) вдвое превышает исходную прочность раствора и разрушение ее происходит по кирпичу.
Действительно, как показали опыты многих исследований, и, в частности, С.А. Семенцова, С.В. Полякова, авторов [4, 24], деформации раствора в швах кладки значительно отличаются от деформаций призм, выполненных из того же раствора, и их точное определение чрезвычайно затруднительно. Это объясняется сложной микро- и макронеоднородной композитной средой кладки, состоящей из конгломерата дискретно расположенных камней и обволакивающих их слоев раствора, т.е. многократно статически неопределимой системы, для решения которой применять дифференциальные уравнения классической теории упругости и пластичности недопустимо, поскольку не выполняются их основные предпосылки о сплошности и однородности материала.
Здесь необходимо совместное рассмотрение условий равновесия и деформаций, поскольку условия работы в кладке камня и раствора различных видов диаметрально противоположны. Камень сжимается нагрузкой в вертикальном и растягивается обычно более деформативным раствором в поперечных направлениях, в результате чего его прочность в кладке оказывается существенно меньшей стандартной прочности на сжатие. Раствор, поперечные деформации которого сдерживаются менее деформативным камнем, наоборот, неравномерно сжимается и в вертикальном, и в поперечных направлениях, в связи с чем его прочность в отличие от деформаций значительно увеличивается.
Заключение. Таким образом, поскольку согласно теории удельной потенциальной энергии формоизменения Губера – Мизеса – Генки в записи П.П. Баландина [6] можно считать доказанным явное увеличение предельной прочности раствора в кладке, то ей должно соответствовать не стандартное, а действительное изменение обычного развития его деформаций и секущего модуля Е'R, установить которые пока в опытах весьма затруднительно. В отсутствии в настоящее время физически достоверной деформационной теории пластичности растворов [6], в своих теоретических исследованиях и расчетах мы пользовались нашей уточняющей для этого случая аналитической зависимостью
, (4)
где коэффициент пластичности раствора l в условиях трехстороннего неравномерного сжатия практически существенно снижен. В качестве примера кривые деформирования двух цементных растворов M50 и М200 в каменной кладке под индексами ²D² и ²E² , построенные по этой зависимости, приведены в графике на рис. 1, предельные относительные значения модулей деформаций которых Е'R при исчерпании сопротивления увеличены, соответственно, до 0,6 и 0,7Е0.
Выводы. Как показала обработка результатов многочисленных исследований [2, 3, 6–8, 11–19, 21, 22], этот прием дает наиболее близкое согласование теоретических и опытных результатов. Полученные результаты исследований позволят более точно установить действительную прочность раствора в горизонтальных швах при сжатии кладки и тем самым добиться соответствующей экономии материалов. Дальнейшее проведение исследований в этом направлении будет способствовать созданию достоверной физической теории прочности кладки.
Источник финансирования: Программа развития опорного университета на базе БГТУ им. В.Г. Шухова.
1. Пангаев В.В., Сердюк В.М. О деформативных характеристиках цементных кладочных растворов // Известия Вузов. Строительство. 2014. №9. С. 110-113.
2. Донченко О.М., Дегтев И.А. Экспериментальные исследования деформирования и сопротивления кладки из силикатного кирпича на различных растворах при центральном сжатии // В сб.: Строительные конструкции и инженерные сооружения. Сборник трудов МИСИ, БТИСМ. М.: МИСИ. 1982. С. 3-10.
3. Донченко О.М., Дегтев И.А. К развитию теории трещиностойкости и сопротивления кладки при сжатии // Известия Вузов. Строительство. 2000. №10. С. 16-20.
4. Поляков С.В. Длительное сжатие кирпичной кладки. М.: Госстройиздат, 1959. 183 с.
5. Берг О.Я. Физические основы теории прочности бетона и железобетона. М.: Госстройиздат, 1961. 175 с.
6. Гениев Г.А., Кисюк В.Н. Теория пластичности бетона и железобетона. М.: Стройиздат, 1974. 204 с.
7. Донченко О.М., Пащенко Ж.Н. Современное состояние теории сопротивления и методов расчета кладки из искусственных камней // Вестник БГТУ им. В.Г. Шухова. 2013. №4. С. 19-21.
8. Донченко О.М., Дегтев И.А., Тарасенко В.Н. Прочность и деформативность каменной кладки при силовом сжатии: монография. Белгород, БГТУ им. В.Г. Шухова. 2015. 137 с.
9. Онищик Л.И. Прочность и устойчивость каменных конструкций. М.: ОНТИ, 1937. 291 с.
10. Донченко О.М., Аль-Хашими Омар Исмаел. Современное состояние теории сопротивления и методов расчета кладки из ячеистобетонных камней при сжатии / 2017 год глазами ученых: сб. научных трудов. Краснодар, 2018. С. 81-84.
11. Донченко О.М., Дегтев И.А. Деформации каменной кладки при центральном кратковременном сжатии // Вестник БГТУ им. В.Г. Шухова. 2013. № 3. С. 44-46.
12. Дегтев И.А., Донченко О.М., Тарасенко В.Н. Разработка целесообразных технологических приемов изготовления каменных конструкций // Наукоемкие технологии и инновации: сб. докл. Международной научно-практической конференции. Белгород: БГТУ им. В.Г. Шухова. 2016. ч. 2. С. 21-26.
13. Гастев В.А. О влиянии швов на сопротивление каменной кладки сжатию: монография. М.: Путь. 1924. 53 с.
14. Гениев Г.А. О критерии прочности каменной кладки при плоском напряженном состоянии // Строительная механика и расчет сооружений. 1979. № 2. С. 7-11.
15. Дегтев И.А., Донченко О.М. Экспериментальное исследование прочности сцепления силикатного кирпича с раствором на полимерном вяжущем // Исследование строительных конструкций и сооружений: сб. тр. М.: МИСИ, БТИСМ, 1980. С. 16-21.
16. Дегтев И.А. Исследование влияния толщины горизонтальных швов на прочностные свойства кладки из силикатного кирпича // Исследование работы строительных конструкций и сооружений: сб. научн. тр. М.: 1981. С. 22-25.
17. Донченко О.М., Дегтев И.А., Савченко В.И. Прочность и трещиностойкость кладки при центральном кратковременном сжатии // Расчет строительных конструкций и сооружений: сб. научн. тр. М.: 1983. С. 3-19.
18. Дегтев И.А. Практические методы расчета трещиностойкости и сопротивления кладки из различного вида камней и раствора // Исследование и разработка эффективных конструкций, методов возведения зданий и сооружений: межвузовский сб. научн. тр. Белгород: БелГТАСМ, 1996. С. 57-65.
19. Донченко О.М., Дегтев И.А. Влияние толщины растворных швов на прочность кладки при центральном сжатии // Качество, безопасность, энерго - и ресурсосбережение в промышленности стройматериалов и строительства на пороге XXI века: сб. докл. Международной научн. конф. Белгород: БелГТАСМ, 2000. Ч. 3. С. 83-88.
20. Котов И.Т. Влияние способа образования шва на работу кирпичной кладки // Экспериментальное исследование каменных конструкций: сб. научн. трудов. М.: Госстройиздат, 1939. С. 18-31.
21. Оноприенко Н.Н., Дегтев И.А., Донченко О.М. Использование цементно-полимерных растворов для повышения эффективности каменной кладки // Современные проблемы науки и образования. 2012. № 6.
22. Донченко О.М., Дегтев И.А. Деформации каменной кладки при центральном кратковременном сжатии // Вестник БГТУ им. В.Г. Шухова. 2013. №3. С. 44-46.
23. Кожариков С.В. Свойства кладки из силикатного кирпича на растворах с жидкостекольным вяжущим // Строительство и архитектура Узбекистана. 1976. №6. С. 14-18.
24. Семенцов С.А. Некоторые особенности деформаций кирпичной кладки при сжатии и изгибе // Исследования по каменным конструкциям: сб. научн. тр. М.: Госстройиздат. 1949. С. 23-37.
25. Grunau E.B. Ziegelmauerwerk // Deutsche Bauzeitschrift. 1976. №5. Рр. 641-644.
26. Jain A.K. Tests or Brick couple ts // Proc. Jnstn. Civil Engrs, 1978. XII, vol. 65. Pt. 2. Pр. 909-915.
