Прочность центрально-сжатой кладки с учетом технологических факторов

Наумов, Андрей Евгеньевич

Строительные конструкции, здания и сооружения

автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Прочность центрально-сжатой кладки с учетом технологических факторов

кандидата технических наук: Наумов, Андрей Евгеньевич
город: Белгород
год: 2010
специальность ВАК РФ: 05.23.01

Диссертация по строительству на тему «Прочность центрально-сжатой кладки с учетом технологических факторов»

Автореферат диссертации по теме "Прочность центрально-сжатой кладки с учетом технологических факторов"

На правах рукописи

00460

381

Наумов Андрей Евгеньевич

ПРОЧНОСТЬ ЦЕНТРАЛЬНО-СЖАТОЙ КЛАДКИ С УЧЕТОМ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ФАКТОРОВ

Специальность 05.23.01 —Строительные конструкции,

здания и сооружения

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Белгород 2010

004601381

Работа выполнена в Белгородском государственном технологическом университете им. В. Г. Шухова

Научный руководитель

кандидат технических наук, профессор Донченко Олег Михайлович

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Маилян Левон Рафаэлович (РГСУ, г. Ростов-на-Дону)

кандидат технических наук, доцент Панченко Лариса Александровна (БГТУ им. В. Г. Шухова, г. Белгород)

Ведущая организация

Казанский государственный архитектурно-строительный университет (КГАСУ, г. Казань)

Защита состоится 18 мая 2010 г. в 15:00 на заседании диссертационного совета Д 212.014.01 в Белгородском государственном технологическом университете им. В. Г. Шухова по адресу: 308012, г. Белгород, ул. Костюкова, 46, ауд. 242.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Белгородского государственного технологического университета им. В. Г. Шухова.

Автореферат разослан 14 апреля 2010 г.

Ученый секретарь

диссертационного совета _

доктор технических наук, профессор "" = Г. А. Смоляго

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Массовое строительство нетипового жилья и гражданских зданий, высокие темпы производства мелкоштучных стеновых материалов свидетельствуют о том, что каменная кладка различных видов еще долгое время будет широко распространенным способом возведения стен зданий и сооружений, а необходимость совершенствования методов определения несущей способности каменных конструкций не утрачивает актуальности.

Несмотря на то, что сопротивление силовым воздействиям слагающих кладку камня и раствора детально изучено, она до сих пор остается одним из наименее рациональных строительных композитов, поскольку ее прочность существенно меньше прочности камня. В особенности это касается наиболее распространенной на практике кирпичной кладки, сложенной на традиционных сложных и цементных растворах. Положенная в основу нормативного расчета теория деформирования и сопротивления кладки проф. Л. И. Онищика во многих случаях дает существенные расхождения расчетной и экспериментальной прочностей. Связано это со сложностями определения напряженно-деформированного состояния (НДС) кладочных элементов и использованием приближенных методов определения прочности кладки Я. В настоящее время расчет ее прочности сведен к использованию ряда эмпирических зависимостей, дающих удовлетворительные результаты лишь для кладок из материалов, в опытах с которыми эти зависимости были получены. Использование этой методики не позволяет удовлетворительно учитывать деформативные свойства и геометрические размеры кладочных материалов, особенности структуры и технологические факторы в виде различных физических неоднородностей растворных швов и др.

Таким образом, существенный исследовательский потенциал содержат вопросы совершенствования методов определения прочности и основных этапов деформирования кирпичной кладки, учитывающие как прочностные и деформативные характеристики, так и геометрические размеры составляющих кладочного композита — отдельных камней, горизонтальных и вертикальных растворных швов, разнообразные технологические факторы макронеоднородности кладки. В настоящей работе ее решение выполнено на основе итерационного моделирования процесса деформирования и разрушения нагруженной кладки.

Диссертационная работа выполнена по заданию Федерального агентства по образованию на проведение научных исследований по тематическому плану научно-исследовательских работ, финансируемых из средств бюджета по теме 05-Б-З 1.3.05 «Разработка теории работы, методов расчета и проектирования каменных конструкций с поперечным армированием новыми эффективными материалами».

Цель работы — разработка метода расчета прочности центрально-сжатой каменной кладки с учетом технологических факторов ее устройства.

Для достижения поставленной цели решали следующие задачи:

— экспериментальное изучение характера изменения и предельных значений при нагружении основных механических характеристик наиболее распространен-

ных кладочных материалов — керамического и силикатного кирпичей, сложных и цементных растворов в швах;

— анализ и ранжирование технологических факторов производства каменных работ, геометрических параметров и деформативных свойств кладочных материалов по степени их влияния на прочность кладки;

— составление расчетной схемы камня и растворного шва в массиве центрально-сжатой кладки, учитывающей наиболее значимые технологические факторы и содержащей параметры неоднородности раствора в швах;

— построение итерационного алгоритма расчета прочности центрально-сжатой кладки с учетом технологических факторов и неоднородности раствора в швах.

Научную новизну работы составляют:

— результаты численного моделирования НДС кладочного композита, включая результаты качественного ранжирования и количественной оценки степени влияния технологических факторов на прочность центрально-нагруженной кладки;

— расчетная схема камня и растворных швов в массиве кладки, учитывающая неоднородность раствора в швах по длине камня;

— методика экспериментального определения количественных параметров неоднородности раствора в швах;

— методика экспериментальных исследований деформативности кладки на основе макрофотографирования ее деформаций;

— алгоритм расчета прочности центрально-нагруженной кладки с учетом технологических факторов ее выполнения и неоднородностей раствора в швах;

— результаты сопоставительного анализа экспериментальных и расчетных значений прочности центрально-сжатой кладки.

Достоверность и обоснованность научных положений и выводов диссертации базируются на использовании: общепринятых гипотез теории упругости и пластичности, в том числе и для микронеоднородных сред; энергетических критериев прочности кладки; сертифицированного испытательного оборудования и расчетных программных комплексов; методов статистической обработки экспериментальных данных, а также хорошей согласованности результатов расчетов и экспериментов.

Практическое значение и внедрение результатов исследования.

Разработанная методика расчета центрально-сжатой каменной кладки позволяет более обоснованно определять прочность кладки с учетом технологических факторов — фактически выявленных и статистически установленных дефектов и особенностей ее выполнения. Это предоставляет возможность достоверно оценить остаточную несущую способность существующей кладки, а при проектировании новых каменных конструкций— полнее учитывать свойства кладочных материалов и технологию каменных работ, тем самым повышая экономическую эффективность проектных решений.

Экспериментальные методы макрофотографирования деформаций и определения расчетных параметров неоднородности раствора в швах кладки, алгоритмы

расчета прочности и основные рекомендации, изложенные в работе, были использованы ОАО «ЖБК-1» при определении резерва несущей способности существующих и проектировании новых каменных конструкций двух производственных зданий. Результаты работы внедрены в учебные программы дисциплин «Железобетонные и каменные конструкции», «Технические вопросы реконструкции зданий», «Обследование и испытание зданий и сооружений» для студентов строительных специальностей Белгородского государственного технологического университета им. В. Г. Шухова.

В полном объеме работа доложена и одобрена на расширенном заседании кафедры промышленного и гражданского строительства Белгородского государственного технологического университета им. В. Г. Шухова (г. Белгород, март 2010 г.).

Публикации. Результаты исследований, отражающие основные положения диссертационной работы, изложены в пяти публикациях, в том числе в двух изданиях, рекомендованных ВАК РФ.

Объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, заключения с основными выводами, списка литературы и приложений.

Работа изложена на 165 страницах машинописного текста, включающего 16 таблиц, 52 рисунка, список литературы из 134 наименований и 4 приложения.

На защиту выносятся:

— результаты численного моделирования и ранжирования технологических факторов производства каменных работ по степени их влияния на прочность центрально-сжатой кладки;

— методика и результаты нормирования расчетных параметров неоднородности раствора в швах;

— методика мониторинга деформированного состояния кирпичной кладки;

— решение задачи определения НДС камня и растворного шва в массиве центрально-нагруженной кладки;

— алгоритм расчета прочности кладки с учетом наиболее значимых технологических факторов;

— результаты сопоставления определенной экспериментально и полученной расчетом прочности центрально-сжатой кладки.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность темы диссертационного исследования, дана общая характеристика работы и основные положения, выносимые на защиту.

В первой главе представлен обзор сложившихся физических представлений о характере НДС каменной кладки, стадиях трещинообразования и разрушения. Выполнен сравнительный анализ отечественной и зарубежных нормативных методик определения прочности кладки и кладочных материалов. Обобщен характер и выявлено качественное влияние дефектов производства кладочных работ на прочность центрально-нагруженной кладки.

Основоположниками современных представлений о работе кладки при сжатии и методов расчета ее прочности и деформативности являются JI. И. Онищик и С. В. Поляков со своими научными школами. Работами в данной области исследований известны отечественные ученые: Н. В. Морозов, Н. А. Попов, С. А. Се-менцов, А. А. Шишкин, Н. Ф. Давыдов, В. Л. Камейко, И. Т. Котов, В. И. Коно-водченко, С. В. Кожаринов, Б. С. Соколов, Л. Р. Маилян, В. Д. Райзер, П. Г. Комо-хов, Е. Г. Малышев, М. Я. Пильдиш, С. М. Сафаргалиев, П. Ф. Вахненко, О. М. Донченко, И. А. Дегтев, В. А. Цепаев, В. В. Пангаев, а также зарубежные исследователи: Э. Грунау, Ф. Андеррег, О. Броккер, К. Коннор, Л. Парсон,

A. Anthoine, A. Cecchi, P. Kleeman, L. Berto, A. Hendry и др.

Экспериментально установлено, что даже в самых простых случаях нагруже-ния НДС кладки крайне неоднородно и зависит не только от прочностных и де-формативных свойств раствора и камня, но и от случайных технологических факторов, количественное влияние и величина которых еще недостаточно изучены. В основу отечественной нормативной методики расчета каменных конструкций положена эмпирическая зависимость, предложенная в 1937 г. проф. Л. И. Онищи-ком, в неявной форме учитывающая эти факторы и дающая достаточно удовлетворительные результаты прочности кладки R„ для традиционных в те годы камней на растворах марок низкой и средней прочности. Сейчас экспериментально установлено, что прочность кладки из современных материалов, определенная по действующим нормам, существенно расходится с опытными значениями (до двух и более раз). Тем не менее, многие работы, посвященные исследованию кладки, из-за сложности ее НДС и неучета технологических факторов ограничиваются уточнением существующих или предложением новых эмпирических формул.

Рассмотрение прочности каменной кладки как композита основывается на технической теории прочности анизотропных сред, в становление и развитие которой внесли значительный вклад В. М. Бондаренко, Г. А. Гениев, В. В. Болотин, И. И. Гольденблат, А. В. Александров, А. П. Филин, П. П. Баландин, О. Я. Берг, Н. Н. Давиденков, Л. К. Лукша, Ю. Н. Работнов, М. М. Филоненко-Бородич,

B. И. Колчунов, Н. И. Карпенко, Г. С. Писаренко, А. А. Лебедев, Г. А. Тюпин и др.

Несмотря на значительное количество работ, посвященных прочности и деформативности каменной кладки, все еще ощущается недостаток исследований, связанных с учетом случайных факторов, касающихся геометрии и деформативности камней и раствора в швах, а также качества каменных работ.

Анализ существующих норм расчета каменной кладки и их сопоставление с экспериментальными данными позволяет предложить несколько новых направлений совершенствования нормативной методики для обоснованного повышения расчетной прочности кладки:

1. Расчетную прочность кладки при центральном сжатии следует определять не только по прочности (марке) камня и раствора на сжатие, но и с учетом всего тензора возникающих в ней напряжений, поскольку экспериментально установлено, что даже при равномерном распределении нагрузки на опорных гранях массива кладки камни и растворные швы находятся в условиях сложного НДС, испытывая одновременно напряжения растяжения, сжатия, изгиба и среза.

2. Расчет прочности кладки целесообразно производить посредством итерационных алгоритмов решения задачи механики деформируемого твердого тела, поскольку эмпирический характер зависимостей, положенных в основу нормативной методики определения прочности кладки, лишает возможности ее развития и адаптации к новым кладочным материалам в большом диапазоне изменения их геометрических параметров, прочностных и деформативных свойств.

3. Следует дифференцированно учитывать влияние технологических факторов и вариации прочностных характеристик компонентов на прочность каменной кладки, поскольку нормы завышают их совокупное воздействие обобщающими эмпирическими коэффициентами надежности.

Недостатки норм значительно ограничивают область применения методик расчета центрально-сжатой кладки в широком диапазоне используемых на практике кладочных материалов, и в отдельных случаях приводят к заметным расхождениям теоретических и экспериментальных значений прочности. В связи с этим в работе формулируется цель — создание более совершенной методики определения прочности каменной кладки с учетом технологических факторов ее устройства.

Во второй главе представлены результаты экспериментального исследования предельных значений, вариации и характера изменений под нагрузкой основных механических характеристик наиболее распространенных кладочных материалов — керамического и силикатного кирпичей, сложных и цементных растворов, нормированные значения которых в дальнейшем приняты для расчета прочности кладки.

Экспериментальные исследования были проведены с силикатным модульным полнотелым кирпичом М200 и М100 и керамическим кирпичом пластического формования М100 заводов Белгородской и Курской областей.

Поскольку кирпич при нагружении кладки проходит несколько стадий НДС, оставаясь цельным, а после прохождения трещины становясь разделенным на отдельные части, были проведены эксперименты для столбиков, сложенных из трех и пяти цельных кирпичей и их половинок, что соответствует различным системам перевязки кладки.

Результаты экспериментов показывают, что с увеличением высоты образцов как из цельных кирпичей, так и из их половинок, их прочность на сжатие значительно снижается. Это объясняется эффектом обоймы — обжатия торцов образ-

цов жесткими подушками пресса и развитием влияния непараллельности граней кирпичей с ростом их количества в столбе, что в целом и приводит к снижению их прочности в 1,5 раза.

Установлено, что образцы из цельных кирпичей обладают меньшим коэффициентом изменчивости. Это обстоятельство способствует большей достоверности процедуры нормирования прочности кирпича на сжатие. С другой стороны, работа столба из половинок кирпича больше соответствует условиям работы кладки на завершающих стадиях нагружения — после образования магистральных трещин и ее расслоения на отдельные столбики. Прочность кирпича на сжатие, определенная для образцов, состоящих из двух половинок, несколько выше прочности образцов, состоящих их двух цельных кирпичей. Этот эффект следует учитывать при нормировании прочности кирпича посредством поправки результатов эксперимента с образцами из половинок кирпичей.

Известно, что разрушение кирпича в кладке происходит от одновременного действия сжатия и растяжения из-за разности деформативности камня и раствора, а также по причине изгиба кирпича на неоднородной растворной постели. В этой связи были проведены эксперименты по определению прочности кирпича на растяжение при изгибе. Установленный коэффициент вариации этой характеристики оказывается существенно выше, чем в опытах на сжатие. Это повышает вариацию параметров расчетной схемы кирпича в массиве кладки, что во многом объясняет заметные различия в прочности кладки на центральное сжатие даже при одних и тех же кладочных материалах и квалификации каменщика.

Опыты показали, что действительная прочность силикатного кирпича на растяжение при изгибе соответствует нормативной (0,2Я{), а керамического полнотелого— превышает ее. Это связано с повышением качества современной строительной керамики по сравнению с периодом и условиями составления стандартов.

Поскольку экспериментально полученные значения прочности кирпича на растяжение при изгибе показали существенную вариацию этого показателя, то прочность кирпича на растяжение была уточнена опытным определением прочности кирпича на раскалывание. Анализ результатов испытаний показал, что прочность на растяжение при раскалывании валиками как цельного кирпича, так и его половинок имеет весьма хорошую согласованность. Прочность кирпича на растяжение при раскалывании ниже на 50-60% прочности его на растяжение при изгибе, зато вариация этого показателя существенно меньше.

Экспериментальное определение деформационных характеристик кладочного камня проводили на образцах силикатного полнотелого кирпича М200 и керамического кирпича пластического формования М100. Опытами подтверждается, что развитие продольных деформаций кирпича при сжатии в большинстве случаев имеет прямолинейную зависимость до уровня напряжений 0,8 В дальнейшем их рост несколько ускоряется, но без существенной потери точности зависимость деформаций от напряжений для кирпича в инженерных расчетах можно принять линейной с модулем деформации, равным его начальному значению. Зависимость поперечных деформаций кирпича от продольных близка к линейной, в связи с чем

коэффициент поперечных деформаций для традиционных кладочных силикатных и керамических кирпичей можно принять постоянным и равным 0,1-0,15.

Для изучения зависимости прочности раствора от условий нагружения были проведены опыты с растворными кубиками и отдельными фрагментами растворных швов. Вместе с образцами кубов со стандартным размером ребра 70,7 мм были изготовлены также кубики, размеры которых приближались к высоте горизонтальных швов. Установлено, что кубиковая прочность раствора недостаточно полно характеризует его фактическую прочность в швах кладки, так как кирпич, создавая эффект обоймы, значительно повышает прочность раствора: чем тоньше шов, тем больше опытное значение его прочности. Опытами установлено, что для всех цементных растворов деформации как в стандартном кубике, так и в растворных швах нелинейно увеличиваются с ростом напряжений, а модуль деформаций Е существенно снижается. Отмеченные обстоятельства свидетельствуют о нелинейном характере деформирования элементов кладки в составе кладочного массива.

В третьей главе представлены результаты численных экспериментов по определению количественного влияния основных технологических факторов на прочность и деформативность центрально-сжатой кладки. Рассматривали следующие факторы:

— геометрические размеры однородных составляющих кладочного композита — отдельных камней, горизонтальных и вертикальных растворных швов;

— объем и распределение в массиве кладки геометрических и физических неоднородностей горизонтальной растворной постели — переменной толщины и локальных ослаблений шва;

— наличие или отсутствие заполнения раствором вертикальных швов;

— система перевязки кладки, выражающаяся в чередовании ложковых и тычковых рядов камня, т.е. высоты неперевязанных столбиков ложковых верст и забутки между соседними тычковыми рядами по высоте.

Задачу решали с применением конечно-элементной программы «Лира» в плоской нелинейной постановке для кирпичей-пластин 250x120x88 мм с использованием КЭ № 21 (линейная балка-стенка, кирпич) и № 221 (нелинейная балка-стенка, раствор) размерами 5x4 мм, из которых моделировали столбы размером 250x120x400 мм и фрагменты каменной стены размером 750x120x500 мм. Проведенный анализ влияния технологических факторов установил первостепенную значимость для прочности центрально-сжатой кладки физических неоднородностей горизонтальных и отсутствия растворного заполнения вертикальных швов, присущие большинству реальных кладок.

Сопоставляли главные растягивающие напряжения (по теории наибольших нормальных напряжений) и приведенные напряжения а^ (соответственно критерию Писаренко-Лебедева для однородных сред) применительно к нижнему растянутому волокну рядового кирпича в центре его ложкка. Анализ результатов численных экспериментов позволил сделать вывод о том, что наибольшее влияние на снижение прочности центрально-сжатой кладки оказывает фактор локальной физической неоднородности растворной постели, возникающей вследствие

различной степени уплотнения и подвижности раствора горизонтального шва, что приводит к неполным поверхностным контактам камня и раствора. Такие изъяны растворной постели даже при их небольших масштабах (10-20 мм) вызывают значительные локальные изгибные деформации камня, сопровождающиеся высокой концентрацией нормальных растягивающих и касательных напряжений, формирующих локальные приведенные напряжения на нижней грани кирпича, достигающие величины его прочности на растяжение при изгибе.

При диагностике и нормировании локальных неоднородностей растворной постели натурной кладки было использовано предположение о том, что упругость, плотность и теплопроводность растворов линейно коррелируют друг с другом. Для суждения о распределении неоднородностей деформативных свойств раствора в горизонтальных швах были выполнены и проанализированы теплови-зорные термограммы для серии выделенных из испытанных столбов кладки растворных пластин марок М50-М150 размером 250x250x15 мм в тепловом потоке с градиентом температур -15...+18°С (рис. 1).

а б

Рис. 1. Тепловизорная термограмма для растворной пластины марки М50 размером 250x250x15 мм в тепловом потоке-15...+18°С: а — изотермы, о — поперечный профиль

Таблица 1

Результаты анализа термограмм пластин горизонтальных растворных швов

Марка раствора М50 М75 М100 М150

Усредненный перепад температур в зоне неоднородности, °С 8,1 7,6 11,8 9,5

Усредненный перепад температур по пластине, °С 5,3 4,7 7,2 6,1

Соотношение теплопроводностей зоны неоднородности и всей пластины 1,0.1,8 1,0:2,1 1,0:2,2 1,0:1,9

Установленная визуально ширина неоднородности по длине ложка кирпича, мм 55 53 61 92

На термограммах четко выделяется линейный участок пониженной теплопроводности (рис. 1, а) — «след» нижерасположенного вертикального шва, имеющий более высокую поверхностную температуру, чем остальная часть (рис. 1, б). С учетом усредненной средней разницы температур «теплой» и «холодной» поверхностей пластины отношение теплопроводностей (и, косвенно, характеристик деформативности) участков составляет 1,0:1,8-1,0:2,2 (табл. 1).

Помимо тепловизионного исследования растворных пластин горизонтальных швов проведен визуальный анализ поверхности кирпичей, извлекаемых из массива кладки, позволяющий получить дополнительные сведения о характере неоднородности и величине контактной зоны кирпича и раствора. Обнаруживаемые визуально неоднородности контактной зоны трактовали как участки повышенной деформатив-ности растворной постели смежных по высоте кирпичей — от нулевой, при отсутствии контакта, до полной при наблюдаемых следах равномерного и однородного покрытия раствором постельной грани кирпичей. Визуальный осмотр граней кирпича и определение границы зон неполного контакта растворного шва позволил оценить эту зону в 50-80 мм в зависимости от качества кладки и квалификации каменщика. В ряде случаев поверхность касания кирпича и раствора в зоне контакта не превышала 42-45% общей площади, что для постельной грани обычного кирпича шириной 120 мм составляет 100-110 мм длины его ложка.

Параметры неоднородностей растворных швов визуально и инструментально определяли для отобранных из массива кладки швов и кирпичей с последующим нормированием с установленным порогом обеспеченности опытных данных общепринятыми статистическими методами, как случайно распределенных величин. При нормировании дефектов и неоднородностей растворных швов в натурных экспериментах опытными образцами служило ограниченное количество извлекаемых фрагментов самой конструкции, в связи с чем нормирование выполняли по доверительному интервалу для квантильных значений исследуемых характеристик.

Анализ результатов экспериментов позволил предложить для учитываемой при определении прочности кладки неоднородности раствора горизонтального шва расчетную схему, определяемую двумя нормируемыми параметрами — длиной неоднородности по ложку кирпича L и изменчивостью начальных модулей деформации раствора отдельных участков шва D (рис. 2).

Г mm

, ¡2

С max

Рис. 2. Нормируемые параметры локальной физической неоднородности растворной постели: Ь - 2!, — длина по ложку кирпича; В = Я™°р / р — изменчивость начальных модулей деформации раствора отдельных участков шва

Для определения влияния размера зоны большей деформативности растворной постели на прочность кирпича в центрально-сжатой кладке были выполнены конечно-элементные расчеты в ПК «Лира» с переменной (10-220 мм) протяженностью неоднородности по ложку кирпича (рис. 3). Установлено, что приведенные напряжения в центре нижнего волокна кирпича существенно (практически вдвое при экспериментальных характеристиках кладочных материалов, соответствующих традиционной кирпичной кладке на обычном цементном растворе)

возрастают с ростом протяженности дефекта растворной постели до 50-60 мм, достигают максимума при величине дефекта 90-110 мм и несколько снижаются при дальнейшем увеличении протяженности дефектной зоны. Последнее, на наш взгляд, объясняется некоторым снижением касательных напряжений в кирпиче, вызываемым сглаживанием дефекта. В то же время на практике нормированная по результатам опытов величина дефекта составляет 50-60 мм, что меньше экстремально снижающей прочность кладки величины и может завышать минимально возможную расчетную прочность кладки на 5-7%. а

^^¡ЯВЗЗ

-- • т , — Г.

пг:л

Я® й§

Рис. 3. Моделирование НДС кирпича с неоднородностями раствора горизонтальных швов: а — конечно-элементная модель, изолинии напряжений 0| и 6 — эпюра напряжений О! на нижней грани кирпича; в — эпюра напряжений а„,; на нижней грани кирпича

Другим важным анализируемым технологическим фактором являлась степень заполнения раствором вертикального шва. Внешний вид извлеченных из экспериментальной кладки растворных пластин из вертикальных швов свидетельствовал об их крайне неоднородном контакте с тычковыми гранями кирпича. В наибольшей степени плотный и равномерный контакт в шве наблюдается в нижней части тычка, затем он ослабляется многочисленными технологическими неоднородностями устройства шва и полностью отсутствует уже на 70-80% высоты тычка, т.е. фактический отпор, по нашему мнению, не превышает 30-40% возможного отпора плотно и равномерно заполненного раствором вертикального шва. Эти обстоятельства позволили в дальнейшем принять расчетную схему с незаполненными раствором вертикальными швами по тычковым граням кирпича в некоторый (1,5-2%) запас прочности центрально-сжатой кладки.

Теоретические представления об объемном НДС испытываемого образца кладки дополнили измерением его продольных и поперечных деформаций. Де-формативные характеристики кладки нужны для конечно-элементного расчета

натурных каменных конструкций произвольной геометрии. Для определения этих характеристик были использованы традиционные механические измерители — индикаторы часового типа, а также бесконтактные оптические устройства. В работе предложена новая оптическая система макрофотографирования деформаций (СМД), основанная на трех возможных конструктивных принципах (рис. 4). а б в

Рис. 5. Образцы кладки после испытаний: слева—из Рис. 6. Расположение индикаторов силикатного (группа I), справа — из керамического кир- ИЧ-0,0) на испытываемых образцах пича (группа 2)

Предпочтение отдано схеме постоянного визирования избранных фрагментов поверхности испытуемого образца пакетом веб-камер, максимально приближенных к образцу и одновременно выводимых на ЭВМ (рис. 4, в). Разрешающей способности современных веб-камер (1600 пикселей по длинной стороне кадра) достаточно для предельных 15-20 мкм снимаемой поверхности на пиксель снимка. Сигнал такой мультифотокамеры может быть обработан большим количеством существующего программного обеспечения, позволяющего осуществлять одновременные снимки визируемой поверхности испытываемого образца, их анализ и архивацию.

Рис. 4. Варианты конструктивных схем СМД: а — поступательная фотокамера; 6— поворотная фотокамера; в — мультифотокамера; ■ — точки фиксации перемещений поверхности деформируемого образца

Для опытного определения прочности центрально-сжатой кладки в зависимости от устанавливаемых параметров локальной физической неоднородности горизонтальных растворных швов были проведены экспериментальные исследования кладки из пяти видов кирпичей, выпускаемых заводами Белгородской и Курской областей: группа 1 — полнотелый силикатный кирпич; группа 2 — полнотелый керамический кирпич; группа 3 — керамический кирпич со сквозными щелевид-ными пустотами; группа 4 — силикатный облегченный кирпич; группа 5 — пустотелый силикатный камень (рис. 5).

Испытания образцов проводили на гидравлическом прессе ЙП-1250М. В шести точках (рис. 6), расположенных на двух боковых гранях образцов, индикаторами часового типа ИЧ-0,01 измеряли поперечные деформации кладки, два индикатора измеряли продольные деформации. Помимо этого дублирующий замер деформаций производили с помощью двух СМД, собранных на базе трех веб-камер Genius Slim 2020 AF по срединным линиям образцов. Результаты измерений СМД и контрольных индикаторов часового типа, установленных в ключевых точках конструкции, совпадали в пределах 50-100 мкм.

Таблица 2

Усредненные прочностные показатели испытанных образцов кладки

Параметр Группа кирпича

1 2 3 4 5

Опытно установленный средний предел прочности кладки при сжатии асж, МПа 5,73 9,49 6,02 5,35 5,16

Опытно установленная прочность кладки сжатию со степенью надежности 95% с„, МПа 4,46 6,82 4,81 4,10 3,79

Прочность кладки сжатию по СНиП, МПа, без учета коэффициентов надежности 3,0 3,4 3,0 3,4 3,0

Нормированный параметр неоднородности мм 75 62 87 54 67

Нормированный параметр неоднородности О 0,56 0,53 0,45 0,53 0,42

Суммарное продольное удлинение образца Д/, мм

по ИЧ-0,01 2.31 3,50 2,43 2,84 2,83

по СМД 2,03 3,87 2,17 2,36 2,40

Результаты испытаний обрабатывали с помощью вероятностно-статистических методов с построением кривых нормального закона распределения (табл. 2). Нормативные сопротивления кладки определены со степенью надежности 95% для пяти образцов из каждого исследуемого вида кирпича. В каждом случае определяли и нормировали параметры локальной неоднородности горизонтальных растворных швов /3 и Ь путем извлечения и визуально-инструментального изучения пяти растворных пластин из массива образца на разной высоте.

Анализ результатов экспериментальных исследований прочности образцов центрально-сжатой кладки позволил сделать следующие выводы:

1. Снижение марки кирпича уменьшает разность между пределом его прочности при сжатии и расчетным сопротивлением кладки сжатию, что повышает величину конструктивного коэффициента кирпича, но в то же время четко прослеживается рост прочности кладки с ростом прочности кирпича.

2. Во всех случаях временное сопротивление кладки (расчетная прочность, определяемая без учета коэффициентов надежности) по СНиП составляет 0,5-0,8 от экспериментально установленной прочности со степенью надежности 95%. Это свидетельствует о существенном запасе прочности кладки, не учитываемом нормами, целесообразности отказа от использования усредненных прочностей групп кладок и необходимости учета конструктивных и технологических факторов ее работы.

3. Рост поперечных деформаций в зависимости от увеличения сжимающей нагрузки идет по линейному закону до образования вертикальных трещин, после чего нарастание идет по степенному закону. Зависимость между продольными деформациями кладки и нагрузкой имеет нелинейный характер. Полученные показатели деформативности кладки (начальный модуль деформации Е0, модуль деформации кладки Е при различных уровнях нагружения, упругая характеристика кладки а) используются при расчете любого рода каменных конструкций методом конечных элементов как квазиоднородных сред с последующим сопоставлением возникающих главных напряжений и расчетной прочности кладки данного вида с учетом технологических факторов.

Результаты проведенных экспериментов позволили:

— подтвердить наличие существенного запаса прочности центрально-сжатой кладки по отношению к устанавливаемой по нормативной методике;

— определить влияние основных технологических факторов на прочность центрально-сжатой кладки и ранжировать факторы по степени этого влияния, выявив наиболее значимые из них — качество выполнения и наличие локальных физических неоднородностей раствора вертикальных и горизонтальных швов;

— определить принимаемые к учету основные параметры неоднородности горизонтальных швов, представить расчетную схему неоднородного растворного шва в массиве кладки;

— предложить методику выявления и нормирования расчетных параметров неоднородности;

— предложить двухуровневый подход к расчету несущей способности каменной конструкции -— определить методом конечных элементов НДС конструкции как квазиоднородной среды с последующим сопоставлением главных напряжений в различных точках конструкции с расчетной прочностью кладки, определяемой с учетом технологических факторов;

— подтвердить работоспособность и достоверность предлагаемой системы макрофотографирования деформаций каменной конструкции как альтернативной методики определения деформативных свойств кладки.

В четвертой главе представлены расчетная схема, аналитические уравнения, сформулирована и решена плоская задача для камня и растворного шва в массиве кладки.

Для обоснования выбора принимаемого для кладочных материалов, в определенной степени синтезирующих хрупкие и пластические свойства, критерия прочности были проанализированы основные теории прочности и, в частности, основанные на использовании энергетического подхода. Для описания предельно-

го состояния кладочных материалов была выбрана энергетическая теория Губе-ра-Мизеса-Генки и основанный на ней обобщенный критерий прочности Писа-ренко-Лебедева, представляющий кусочно-непрерывную зависимость в виде инвариантных по отношению к НДС материала функций интенсивности касательных напряжений а„ экстремальных нормальных напряжений о, и а3, двух констант материала (экспериментально определяемых прочностей на сжатие и растяжение при изгибе) — ас и ар. Применительно к плоскому НДС этот критерий выражается следующим образом:

Х2(а1-а3)+(1-х2к

где % = стр/ас.

Эксперименты показали, что локальная неоднородность раствора горизонтального шва относительно равномерно распределена поперек ложка кирпича, в связи с чем можно предполагать достаточную степень достоверности принимаемого плоского НДС взамен фактического пространственного состояния кирпича в массиве кладки. Для определения НДС кладочных элементов рассмотрена общая схема деформирования окруженного растворными швами отдельного кирпича, имеющего наихудшие технологические факторы работы в массиве центрально-сжатой кладки — цепную перевязку, физическую неоднородность раствора горизонтальных и незаполненность раствором вертикальных швов (рис. 7).

Это позволило определить расчетную схему плоского деформирования элемента кладки (рис. 8) с контактными напряжениями и перемещениями пластинок, обладающих набором характеристик — геометрических: I, /гк и йр и физических: Ек, ук и £р(х-), ур; внешних нагрузок: продольных д^х), <?2 (х)> Я\(*)> Яг(л*) и поперечных /,р(х), /2р(х), /*(*), /*(*).

Наибольшей общностью для такого класса задач обладают результаты, полученные на основе представления решения плоской задачи теории упругости в напряжениях с выражением внешней нагрузки и напряжений в виде бесконечных тригонометрических рядов Фурье. Аналитическое определение НДС пластинки производили введением функции напряжений ср(х, у) и аппроксимацией внешней нагрузки периодическими функциями как для пластинки-кирпича, так и для пластинки-раствора:

¿ФаС^.Д'); Ч>к(х<у)=Гк(уУт(акх)> о.к=кк/1,

к=I

М 00

Ч = ЛЯ" *т(акх), I = 10к + £$ со$(акх), (2)

*=1 1 где Рк(у) — функция координаты у, соответствующая к-й гармонике. Числом принимаемых гармоник или удерживаемых членов рядов в зависимостях (2) определяется точность решения задачи.

-ШШШК'

U^fLU.1 lili

л - <7,4«) ^-U-Lj...

Рис. 7. Общая схема деформировання кирпи- Рис. 8. Расчетная схема плоского деформи-ча в массиве кладки: 1 — рядовой кирпич, 2— ровання элементов кладки (нагрузки вдоль физически неоднородная растворная постель оси х условно не показаны)

Подстановка <р(лг, у) из зависимостей (2) в бигармоническое уравнение Максвелла-Эри

> ду2)

приводит к общему решению для функции F¡¡ (у) в виде

Ft(y) = Сц chía^) + Сио-кУ sh(aky) + CJk shía^) + САк at у ch(a^) = 0. (3) В отсутствие объемной нагрузки имеем

д2(Р NT1 m • /• \ д1(Р f . ■ / \ 52(р J2, „, / ч ... а, = —у = 2>™sm(akx); оу = —= 2>_v sin(atx); т = —= 2> cos(atx); (4)

дуг

ди °х ~~ VOy

s,=- =-sm

дх1 й 4 " "

o -vax .

(о**);

-Sinl

(a**)-

(5)

Е " К " ' ду Е Интегрирование уравнения (5) дает для к-й гармоники перемещения в виде:

и = |е/6с = щ со${р.кх)\ V = \tydy - V™ зт(а(1л-). (6)

Внешние нагрузки, представленные в виде тригонометрического ряда Фурье зависимостями (2), имеют амплитудные значения д"' и Г™, определяемые на кромках пластины-кирпича приу = ±с(с = 0,5йк):

2 ' 2 '

Я? =-\чк (*)зш(а кх]сЬс, С =-\(к (х) соз(а кх)ск. (7)

акс 0 акс 0

Амплитудные значения для напряжений:

Т™ — „2

at [Сц.сЬ(а^) + С2к(2ch(a^) + a* j> sh(a^)) + C3^sh(a^) + +С4Лг(2зЬ(а^) + аку ch(a^y))], ату = -а2к [Сцс^а^) + С2каку sh(a*y)+ Cjjshfakv) + Си аку сЬ(а^у)],

•Г = а] [Сц^Ма^) + С2к(зЬ(а^) + аку сЬ(а^))+ Сз^сЬСа^) + +Си(сЪ(аку) + аку

Амплитудные значения для перемещений:

«Г = [Си(1+у)сЬ(а4у) + Си {2сЬ(а*у) + (1+у) а^ 5Ь(а^)}+ Е

+ СиО+у^ЬСау) + Си {2зЬ(а^) + (1+у) а«у сЬ(а^)}],

< ~-^[С1к{1+ч)ъЬ(а0>) + С2к {(14л>) сЬ(а^у) - (1-у) 5Ь(а^)}+

+ С3*(1+у)сЬ(а^) + Си {(1+у) ау БЦау) - (1-у) сЬ(а^)}]. (9)

Выражения (4) и (8) позволяют определить все компоненты тензора напряжений плоской задачи, а (6) и (9) — перемещения при задаваемой выражениями (2) и (7) внешней нагрузке.

Постоянные С1-С4 определяются из граничных условий плоской задачи при совместном рассмотрении пластинки-кирпича и окружающих его пластинок-растворных швов (см. рис. 7, 8).

Выражение (3) для каждой из рассматриваемых пластинок содержат восемь неизвестных констант функции напряжений СК,-С"4 и Ср)-Ср4, где индекс «к» относится к пластинке-кирпичу, а «р» — к пластинке-растворному шву. Аналогично для внешней нагрузки имеем восемь неизвестных — дт1К, ц"'гК, и ("г*,

Ар. Г2Р• Предположение о равенстве перемещений соприкасающихся граней пластинок позволяет приравнять амплитудные значения вертикальных и горизонтальных перемещений, определяемых выражениями (9) на их граничных кромках (для пластинки-кирпича с = 0,5/гк, для пластинки-растворного шва с = 0,5йр):

у:(-с); и?(с) = и?(-с); <'(с)= и?(-с). (10)

Аналогичным образом можно приравнять амплитудные значения нормальных и касательных напряжений, задаваемых выражениями (7):

<р(с)=0; с;;(с)=<к(-сИГр(с)=£(-<0;

= = (11)

Имея граничные условия (10) и (И) и задавшись некоторой вертикальной нагрузкой, равной в первом приближении вертикальной сжимающей кладку нагрузке, а также отпором растворного основания, можно методом итераций получить константы С]-С4 для обеих пластинок, а вместе с тем и аналитическое представление об НДС этих элементов.

Общий алгоритм решения плоской задачи определения НДС кирпича из массива кладки, обладающего деформативными характеристиками ЕК и ук, нагруженного вертикальной нагрузкой д>(х) и отпором растворного основания д2{х) с коэффициентом поперечных деформаций ур, имеющего распределение неоднородно-стей модуля деформации раствора горизонтальных швов Ер(х), заключается в по-

следовательном определении для отдельного кирпича-пластинки НДС на каждом из этапов нагружения и задании соответствующих значений амплитуд нагрузок и С\ для каждой из удерживаемых гармоник в зависимостях (2). По значениям напряжений наступление предельного состояния в точках кирпича-пластинки можно производить по принимаемому критерию прочности, основанному на анализе приведенных напряжений и учитывающему сопротивление материала одноосному растяжению и сжатию.

Определение значений реактивного давления (отпора) растворной постели по ложку кирпича в массиве кладки д2(х) может быть выполнено с использованием методических подходов, принятых в теории расчета коротких балок на упругом слое грунтового основания конечной толщины. При использовании традиционных цементных растворов кирпич с высокой степенью достоверности можно рассматривать как короткую и жесткую балку на упругом основании, что допускает применение известных аналитических подходов и зависимостей для этого класса конструкций.

В большинстве случаев неоднородные участки горизонтальных швов с повышенной в 2-3 раза деформативностью раствора локализованы в некоторой части ложка кирпича длиной 212 в зоне примыкания горизонтального шва к вертикальному, что с учетом традиционной системы перевязки кирпича позволяет предложить для модуля деформации раствора Е,} схему распределения по рис. 9. Зоны повышенной деформативности растворного шва в силу перевязки кладки располагаются в центральной части ложка кирпича снизу и с краев — сверху. Прибегнув к аналогии с неоднородностью грунтового основания, величину упругого отпора д2(х) = с, у, растворной постели на отдельных участках можно отыскать по прогибам балки-кирпича, задаваемым уравнением упругой линии:

+ С3зЪ(кс,)5т(к1) + С4 (Мк1)МЩ) + вЪ(к£)со&(к%)), (12)

полученным из решения дифференциального уравнения

¿V®

Рис. 9. Схема распределения модулей деформаций раствора горизонтального шва по длине ложка кирпича, принимаемая к расчету

сп;

'+4 к4у@=д,

(13)

где

4 ¿4= —: Е.Г

ЕГ

£ = 1\ + 12 (см. рис. 9); с — коэффициент

постели для растворного основания:

C = (l + vJl-2vpK' (14)

где Ep, vp, hp — модуль деформации, коэффициент поперечных деформаций и высота шва соответственно.

Неизвестные константы интегрирования С, в выражении (12) определяются из граничных условий неразрывности усилий, перемещений, а также отсутствия внутренних усилий на торцах балки-кирпича.

Общий алгоритм решения плоской задачи определения НДС кирпича в массиве кладки состоит в следующем:

1. Задаемся прочностными и деформативными характеристиками кирпича и раствора в виде определенных стандартными испытаниями значений прочности на сжатие (Rc) и растяжение при изгибе (/?,), модулей деформации Е и коэффициентов поперечных деформаций v.

2. Принимаем некоторую неоднородность деформативных свойств растворной постели по длине ложка кирпича с ее расчетными параметрами L = 2/2 и D - Е^тр / определяемыми статистическим анализом и нормированием результатов экспериментов.

3. Для отдельного кирпича-пластинки производим последовательное определение НДС на каждом этапе нагружения, устанавливаем соответствующие значения амплитуд нагрузок qmt и Л для каэвдой из удерживаемых гармоник тригонометрического ряда (2).

4. Определяем константы С?1-С?4, решая совместно уравнения (10) и (11). По зависимостям (8) вычисляем необходимые компоненты тензора плоских напряжений, а по (9) — перемещений. Данный расчет производим для каждой из удерживаемых гармоник тригонометрического ряда (2) с накоплением получаемых напряжений и деформаций.

5. Определяем наступление предельного состояния в точках кирпича-пластинки по критерию Писаренко-Лебедева. Достижение приведенными напряжениями onJ величины Rmm, для кирпича данной марки считаем началом образования в нем первых трещин, a Rmax, — моментом разделения кладки на отдельные столбики магистральными трещинами.

6. В случае сохранения кладкой целостности производим очередной этап расчета по пп. 4 и 5 для новых нагрузок и деформативных свойств материалов кладки на текущем этапе нагружения.

Как свидетельствуют эксперименты, разрушение кирпича в кладке из традиционных материалов опережает разрушение раствора, в силу чего анализ НДС пластинки-растворного шва производится в исключительных случаях.

На основании представленного алгоритма составлена программа в среде Maple, позволяющая автоматизировать изложенные расчетные процедуры с организацией поэтапного решения плоской задачи для произвольного количества интервалов приращения нагрузки при помощи двух итерационных циклов — внешнего, определяющего сходимость решения всей задачи удержанием достаточного числа членов ряда Фурье (2), и внутреннего, устанавливающего текущие рекур-

рентные значения величин отпора растворного основания и внешней нагрузки на каждом интервале нагружения.

Проведенный с помощью этой программы анализ локального влияния на НДС кирпича в массиве центрально-сжатой кладки позволил установить, что получаемая по предлагаемой методике нормативная прочность центрально-сжатой кладки, определенная с учетом ее геометрических, деформативных и технологических параметров, на 25-50% выше прочности, устанавливаемой для этих кладок по табл. 2 СНиП 11-22-81 «Каменные и армокаменные конструкции» без учета коэффициентов надежности. Прочность центрально-сжатых образцов из силикатного и керамического кирпичей, установленная экспериментально вместе с параметрами неоднородности растворных швов этих видов кладок, хорошо согласуется с определенной расчетом по предлагаемым в работе алгоритмам, превышая ее на 10-15%, что связано с математической идеализацией факторов действительной работы, идущей в запас прочности кладки. С учетом принимаемых нормами коэффициентов надежности предложенная методика позволяет повышать расчетную прочность центрально-сжатой кладки на величину до 15% по отношению к нормативной, что открывает возможности к более рациональному и эффективному проектированию каменных конструкций. Определенная по предлагаемой методике прочность центрально-сжатой кладки может служить основой для анализа НДС любого вида каменных конструкций, рассчитываемых по МКЭ как квазиоднородные среды с устанавливаемыми экспериментом деформативными характеристикам кладки данного вида и качества исполнения.

В приложения к диссертации включены результаты проведенного конечно-элементного моделирования совместной работы кладочных материалов в составе кладки, в том числе для кирпичной кладки с разновысокими швами и физической неоднородностью раствора горизонтальных швов, алгоритм программы расчета, а также акты внедрения результатов работы в производственный и учебный процессы.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1. Экспериментальные исследования прочностных и деформативных свойств кладочных материалов и каменной кладки подтвердили соответствие механизма трещинообразования и исчерпания несущей способности центрально-сжатой кладкой энергетической теории прочности.

2. Выполненные многовариантные численные исследования влияния технологических факторов на прочность кладки позволили осуществить их ранжирование. Наиболее значимыми факторами являются физическая неоднородность раствора и качество заполнения горизонтальных и вертикальных швов.

3. Предложены прикладные методы диагностики и определения параметров неоднородности раствора горизонтальных швов, позволяющие установить нормированное расчетное значение этих параметров и предложить новую расчетную схему для элементов кладки — кирпича (камня) и раствора, учитывающую технологические факторы.

4. Предложен эффективный метод наблюдения деформированного состояния кирпичной кладки в процессе нагружения, основанный на использовании систем

макрофотографирования деформаций. Результаты наблюдений дают основания к установлению для кладки данного вида и качества выполнения основных дефор-мативных характеристик, позволяющих произвести расчет произвольной каменной конструкции как квазиоднородной среды методом конечных элементов.

5. На основе общих положений механики деформируемого твердого тела и решения плоской задачи в напряжениях с использованием функции Максвелла-Эри, представленной в виде бесконечных тригонометрических рядов Фурье, принятых гипотез, касающихся отпора растворного шва, оказываемого кирпичу в массиве кладки, получены зависимости для дифференцированного подхода к определению НДС и прочности элементов кладки (кирпича и раствора) в ее массиве.

6. Разработаны методика, алгоритмы и программа, позволяющие анализировать НДС составляющих кладочного композита с учетом их геометрических характеристик, прочностных и деформативных свойств, а также нормированных параметров локальной физической неоднородности растворной постели. Экспериментальные исследования показали сходимость опытных и расчетных величин прочности центрально-сжатой кладки в пределах 10-15% и возможность обоснованного повышения расчетной прочности кладки на величину до 15% по сравнению с устанавливаемой нормами.

Основное содержание работы представлено в следующих публикациях:

1. Донченко, О. М. К установлению действительной прочности кирпича на сжатие [Текст] / О.М. Донченко, И. А. Деггев, А. Е. Наумов, В. А. Филиппов // Современные проблемы строительного материаловедения: матер. УП-х академ. чтений РААСН. — Белгород: Изд-во БелГТАСМ, 2001. — Ч. 2. — С. 30-34.

2. Донченко, О. М. Проблемы повышения прочности и поперечного армирования кладки [Текст] / О. М. Донченко, И. А. Деггев, А. Е. Наумов II Рациональные энергосберегающие конструкции, здания и сооружения в строительстве и коммунальном хозяйстве: матер. Междунар. науч.-практ. конф. — Белгород: Изд-во БелГТАСМ, 2002. — Ч. 1. — С. 54-63.

3. Донченко, О. М. К вопросу об учете факторов действительной работы каменной кладки при центральном сжатии [Текст] / О. М. Донченко, И. А. Дегтев, А. Е. Наумов И Новые направления оптимизации в проектировании строительных конструкций: сб. стат. / Белгород, гос. технолог, ун-т; редкол.: А. Г. Юрьев (гл. ред.) и др. — Белгород: Изд-во БГТУ, 2006. — С. 58-74.

4. Наумов, А. Е. Влияние неоднородносгей растворной постели на напряженно-деформированное состояние центрально-сжатой каменной кладки [Текст] / А. Е. Наумов, Д. А. Ежеченко // Промышленное и гражданское строительство. — 2007, —№8.—С. 46-48.

5. Наумов, А. Е. Локальный подход к определению напряженно-деформированного состояния центрально-сжатой кирпичной кладки [Текст] / А. Е. Наумов // Вестник БГТУ им. В. Г. Шухова. — 2010. — № 1. — С. 98-102.

Наумов Андрей Евгеньевич

ПРОЧНОСТЬ ЦЕНТРАЛЬНО-СЖАТОЙ КЛАДКИ С УЧЕТОМ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ФАКТОРОВ

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Специальность 05.23.01 — Строительные конструкции,

здания и сооружения

Подписано в печать 12.04.10. Формат 60x84/16. Усл. печ. л. 1,3. Уч.-изд. л. 1,4 Тираж 100 экз. Заказ № /38

Отпечатано в Белгородском государственном технологическом университете

им. В. Г. Шухова 308012, г. Белгород, ул. Костюкова, 46

Оглавление автор диссертации — кандидата технических наук Наумов, Андрей Евгеньевич

ВВЕДЕНИЕ.

1. Обзор научных трудов, посвященных вопросам изучения работы и создания методов расчета каменной кладки на сжатие.

1.1. Теоретический и опытно-экспериментальный базис современных научных представлений о характере работы каменной кладки на сжатие, традиционные методы ее расчета.

1.2. Влияние на прочность центрально-сжатой каменной кладки отдельных факторов ее работы.

1.2.1. Вид и прочность камня.

1.2.2. Вид и прочность раствора.

1.2.3. Деформативные свойства кирпича и раствора.

1.2.4. Толщина и качество горизонтальных растворных швов.

1.2.5. Система перевязки камней.

1.2.6. Технология производства каменных работ.

1.2.7. Армирование кладочного раствора.

2. Деформативно-прочностные свойства традиционных кладочных камней и растворов.

2.1. Исследование прочностных и деформативных характеристик кирпича.

2.2. Исследование прочностных и деформативных характеристик кладочных растворов.

3. Экспериментальные исследования НДС каменной кладки в условиях центрального нагружения.

3.1. Оценка влияния технологических факторов на прочность и деформативность центрально-сжатой кладки.

3.2. Цели и задачи экспериментальных исследований, используемое испытательное оборудование.

3.3. Опытное определение вероятного расположения и размеров принимаемых в расчет локальных физических неоднородностей растворных швов кладки.

3.4. Совершенствование методов определения деформативности лабораторных образцов каменной кладки и натурных каменных конструкций.

3.5. Опытное определение прочности и деформативности кирпичной кладки различных видов.

3.6. Принятый механизм разрушения кладки и общие выводы.

4. Определение НДС каменной кладки в условиях центрального сжатия.

4.1. Основные факторы, учитываемые при выборе критерия прочности.

4.2 Общие теоретические представления о НДС каменной кладки при центральном сжатии.

Введение 2010 год, диссертация по строительству, Наумов, Андрей Евгеньевич

Актуальность темы. Отличительной чертой наметившейся тенденции к преодолению негативных последствий структурной перестройки экономики государства в последние годы является строительный бум, выражающийся в значительном увеличении объемов строительного производства и активизации инвестиционной деятельности в строительстве. Характерным индикатором развития этих процессов является устойчивый рост платежеспособного спроса на недвижимость, особенно на объекты жилищного и гражданского назначения, при выборе которых покупатель традиционно отдает предпочтение зданиям со стенами из мелкоштучных камней, кирпича и различных блоков, использование которых позволяет придавать зданию требуемую архитектурную выразительность, а его объемно-планировочному решению — оптимальность. Явным свидетельством тому является и постоянно увеличивающийся ассортимент кладочных камней и растворов, выпускаемых предприятиями ПСМ. Совокупный объем производства силикатного, керамического кирпичей и мелкоячеистых кладочных блоков в 2007 г. составил 33,3 млрд. шт. усл. кирпича, прогноз на 2009 г. оценивал объем производства в 38,4, а к 2015 г. — до 65,7 млрд. шт. усл. кирпича [101]. Кризисные явления в экономике 2008-2010 гг. снизили прирост производства кирпича, камней и мелких блоков, но итоговая динамика роста объемов выпуска этих материалов на сегодняшний день, по-прежнему, позитивная [44]. Такие темпы производства каменных кладочных материалов не новы для отечественной строительной индустрии (в дореформенные 1970-80-е гг. советские строители укладывали в дело по 45-50 млрд. шт. усл. кирпича ежегодно [30]) и, несмотря на кризисный сдвиг перспективного развития, по мнению большинства аналитиков, найдут свое отражение как в грядущей массовости каменного строительства, особенно индивидуального, так и растущем качестве и индустриальности применяемых технологий каменной кладки. В этой связи можно утверждать, что кладка различных видов еще дли

I' t тельное время будет широко распространенным способом возведения стен зданий и сооружений, а вопросы дополнительного исследования свойств и совершенствования методик определения напряженно-деформированного состояния кладки под нагрузкой в ближайшей перспективе не утратят своей актуальности.

Несмотря на то, что сопротивление слагающих кладку материалов — камня и раствора — силовым воздействиям детально изучено, каменная кладка до сих пор остается одним из наименее рациональных строительных материалов — прочность кладочного композита существенно меньше прочности камней. В меньшей, чем другие, степени каменная кладка прогрессирует как строительный материал. Если в 50-х годах прошлого века средняя прочность изготавливаемого бетона составляла около 20 МПа, в конце XX в. —30-60 МПа, а в настоящее время возможно получение бетона прочностью свыше 100 МПа, то в это же время прочность неармированной кирпичной кладки повысилась с 4 до 8 МПа [6]. В особенности это касается наиболее распространенной на практике кирпичной кладки, сложенной на традиционных цементно-песчаных растворах.

В настоящее время промышленность строительных материалов активно выпускает большое количество разнообразных кладочных кирпичей, камней и мелких блоков, существенно отличающихся по своим геометрическим параметрам и деформативным свойствам от традиционных. В основу современной нормативной методики расчета прочности каменной кладки положены эмпирические зависимости, предложенные в 1930-е гг. проф. JI. И. Онищиком [72, 73] для каменной кладки из традиционных камней на растворах средней и малой прочности. Нормативная методика дает удовлетворительные результаты для кладок из материалов, в опытах с которыми эти зависимости были получены. Использование методики для каменных кладок с меньшей толщиной шва или большей высотой камня, из камней низкой деформативности дает существенные (до 2 и более раз) расхождения расчетной и экспериментальной прочностей кладки [53]. Связано это как со сложностями в определении напряженно-деформированного состояния (НДС) кладочных элементов, так и с использованием приближенных методов определения прочности кладки R. Использование этой методики не позволяет в полной мере учитывать деформативные свойства, геометрические размеры кладочных материалов и технологические факторы, выражающиеся в виде различных физических неоднородностей растворных швов, что и приводит к указанным неточностям. В этой связи определение прочности кладки из камней различного размера и деформативности с дополнительно усложняющими условия их работы технологическими несовершенствами растворных швов представляет собой актуальную прикладную научно-исследовательскую проблему. Ее эффективное решение возможно на основе итерационного моделирования процесса деформирования и разрушения нагруженной кладки, расчетными аргументами которого являются геометрические параметры и деформативные свойства отдельных камней и растворных швов, а также локальные физические неоднородности раствора в швах кладки.

Для достижения поставленной цели решались следующие задачи: экспериментальное изучение предельных значений и характера изменений под нагрузкой основных механических характеристик наиболее распространенных кладочных материалов — керамического и силикатного кирпичей, цементно-песчаных растворных швов; анализ и ранжирование технологических факторов каменных работ, геометрических параметров и деформативных свойств кладочных материалов по степени их влияния на прочность кладки; составление расчетной схемы камня и растворного шва в массиве центрально-сжатой кладки, учитывающей наиболее значимые технологические факторы и содержащей параметры неоднородности растворных швов; построение итерационного алгоритма расчета прочности центрально-сжатой каменной кладки с учетом технологических факторов и неоднородно-стей растворных швов.

Научную новизну работы составляют: результаты численного моделирования НДС кладочного композита, включая результаты качественного ранжирования и количественной оценки степени влияния технологических факторов на прочность центрально-нагруженной кирпичной кладки; расчетная схема кладочного камня и растворных швов в массиве кладки, учитывающая неоднородность швов; методика экспериментального определения количественных параметров неоднородности растворных швов; методика экспериментальных исследований деформативности каменной кладки на основе макрофотографирования деформаций; алгоритм расчета прочности центрально-нагруженной кладки с учетом технологических факторов ее выполнения и неоднородностей растворного шва; результаты сопоставительного анализа экспериментальных и расчетных значений прочности центрально-сжатой кладки.

Достоверность и обоснованность научных положений и выводов диссертации базируются на: использовании общепринятых гипотез теории упругости и пластичности, в том числе и для микронеоднородных сред; энергетических критериев прочности кладки; использовании сертифицированного испытательного оборудования и расчетных программных комплексов; статистической обработке экспериментальных данных, а также согласованности результатов расчетов и экспериментов.

Практическое значение и внедрение результатов исследования.

Разработанная методика расчета центрально-сжатой каменной кладки позволяет более обоснованно определять прочность кладки с учетом технологических факторов — фактически выявленных и статистически обработанных дефектов и особенностей ее выполнения. Это дает возможность достоверно оценить остаточную несущую способность существующих кладок, а при проектировании новых каменных конструкций — полнее учитывая свойства кладочных материалов и технологию каменных работ повысить экономическую эффективность проектных решений.

Экспериментальные методики макрофотографирования деформаций и определения расчетных параметров неоднородности растворных швов кладки, алгоритмы расчета прочности и основные рекомендации, изложенные в работе, были использованы ОАО «ЖБК-1» при определении резерва несущей способности существующих и проектировании новых каменных конструкций двух производственных зданий. Результаты работы внедрены в учебные программы дисциплин «Железобетонные и каменные конструкции», «Технические вопросы реконструкции зданий», «Обследование и испытание зданий и сооружений» для студентов строительных специальностей Белгородского государственного технологического университета им. В. Г. Шухова.

Апробация работы. Основные положения работы представлены в докладах на 7-х академических чтениях РААСН (Белгород, 2001 г.), международной научно-практической конференции «Рациональные энергосберегающие конструкции, здания и сооружения в строительстве и коммунальном хозяйстве» (Белгород, 2002 г.), международной научно-технической конференции молодых ученых БГТУ им. В.Г. Шухова (Белгород, 2009 г.). В полном объеме работа доложена и одобрена на расширенном заседании кафедры промышленного и гражданского строительства Белгородского государственного технологического университета им. В. Г. Шухова (Белгород, март 2010 г.).

Заключение диссертация на тему "Прочность центрально-сжатой кладки с учетом технологических факторов"

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

4. Предложен эффективный метод наблюдения деформированного состояния кирпичной кладки в процессе нагружения, основанный на использовании систем макрофотографирования деформаций. Результаты наблюдений дают основания к установлению для кладки данного вида и качества выполнения основных деформативных характеристик, позволяющих произвести расчет произвольной каменной конструкции как квазиоднородной среды методом конечных элементов.

Библиография Наумов, Андрей Евгеньевич, диссертация по теме Строительные конструкции, здания и сооружения

1. Айрапетов, Д.П. Кирпич в современном строительстве / Д. П. Айрапе-тов. — М.: Знание, 1984. — 363. — 48 с.

2. Александров, А.В. Основы теории упругости и пластичности: Учеб. для строит, спец. вузов / А.В. Александров, В.Д. Потапов. — М.: Высшая школа, 1990. —400 с.

3. Байбурин, А.Х. Оценка качества строительства кирпичных зданий / А.Х. Байбурин // Известия вузов. Строительство. — 2001. — № 11. — С. 120— 123.

4. Байков, В. Н. Железобетонные конструкции: общ. курс: учебник для вузов по спец. «Пром. и гражд. стр-во» / В. Н. Байков, Э. Е. Сигалов. — 5-е изд., перераб. и доп. — М.: Стройиздат, 1991. — 768 с.

5. Безухов, Н.И. Теория упругости и пластичности / Н.И. Безухов. — М.: Госстройиздат, 1953. — 420 с.

6. Беленцов, Ю.А. Структура, деформативность, трещинообразование и надежность кирпичной кладки / Ю. А. Беленцов, В. М. Комов, П. Г. Комо-хов. — СПб.: ОМ-Пресс, 2006. — 82 с.

7. Белл, Ф.Дж. Экспериментальные основы механики деформируемых твердых тел / Ф.Дж. Белл. — Ч. 2. Конечные деформации. — М.: Наука, 1984. — 432 с.

8. Берг, О .Я. Физические основы теории прочности бетона и железобетона / О.Я. Берг. — М.: Госстройиздат, 1962. — 95 с.

9. Березин, А.В. Влияние повреждений на деформационные и прочностные характеристики твердых тел. — М.: Наука, 1990. — 135 с.

10. Болотин, В.В. Ресурс машин и конструкций / В.В. Болотин. — М.: Машиностроение, 1990. — 448 с.

11. Вахненко, П.Ф. Каменные и армокаменные конструкции / П.Ф. Вах-ненко. — Киев: Бущвельник, 1978. — 150 с.

12. Веригин, К.П. Сопротивление бетона разрушению при одноосном и двухосном напряженном состоянии / К.П. Веригин // Структура, прочность и деформации бетонов. — М.: Стройиздат, 1986. — С.95-108.

13. Вильдеман, В.Э. Механика неупругого деформирования и разрушения композиционных материалов / В.Э. Вильдеман, Ю.В. Соколкин, А.А. Ташки-нов; под. ред. Ю.В. Соколкина. — М.: Наука. Физматлит, 1997. — 288 с.

14. Вильдеман, В.Э. Численное моделирование процесса разрушения кирпичной кладки / В.Э. Вильдеман, Г.Г. Кашеварова, А.Н. Акулова // Информация, инновации, инвестиции. — Пермь, 2003. — С. 17-23.

15. Власов, В.З. Балки, плиты и оболочки на упругом основании / В.З. Власов, Н.Н. Леонтьев. — М.: Физматгиз, 1960. —490 с.

16. Вольфсон, Б.П. Современное состояние теоретических и экспериментальных исследований кирпичной кладки с учетом фактора времени / Б. П. Вольфсон, К.П. Кафиев // Строительная механика и расчет сооружений — 1986. —№2. —С. 8-15.

17. Гамбарян, С.С. Кладки без перевязки вертикально-продольного шва / С.С. Гамбарян // Промышленность Армении. — 1976. — № 3. — С. 64-66.

18. Гастев, В.А. О влиянии швов на сопротивление каменной кладки сжатию / В.А. Гастев. — М.: Путь, 1924. — 53 с.

19. Гениев, Г.А. О критерии прочности каменной кладки при плоском напряженном состоянии / Г.А. Гениев // Строительная механика и расчет сооружений. — 1979. — С. 7-11.

20. Гениев, Г.А. Теория пластичности бетона и железобетона / Г.А. Гениев, В.Н. Киссюк, Г.А. Тюпин. — М.: Стройиздат, 1974. — 316 с.

21. Гнедина, Л.Ю. Экспериментальное определение прочностных характеристик различных видов кирпича и кирпичной кладки при центральном сжатии / Л.Ю. Гнедина // Строительные материалы. — 2007. — №12. — С. 18-19.

22. Гончаров, И.Г. Прочность каменных материалов в условиях различных напряженных состояний / И.Г. Гончаров. — М.: Стройиздат, 1960. — 126 с.

23. Горбунов-Посадов, М. И. Расчет конструкций на упругом основании / М.И. Горбунов-Посадов, Т.А. Маликова. — М.: Стройиздат, 1973. — 628 с.

24. ГОСТ 10180-90. Бетоны. Методы определения прочности по контрольным образцам. — М.: Изд-во стандартов, 1990. — 45 с.

25. ГОСТ 5802-86. Растворы строительные. Методы испытания. — М.: Изд. стандартов. 1986. — 22 с.

26. ГОСТ 8462-85. Материалы стеновые. Методы определения пределов прочности при сжатии и изгибе. ■— М.: Изд. стандартов. 1985. —8 с.

27. Давыдов, Н.Ф. Теория прочности Мора и обоснование ее применения для хрупких материалов Н.Ф. Давыдов, И.А. Дегтев / Белгородский технологический институт строительных материалов. — Белгород, 1982. — 39 с. Деп. в ВНИИС 25.05.1983, № 82-61-1444.

28. Давыдов, Н.Ф. Кирпичные блоки на полимерных растворах / Н.Ф. Давыдов, И.А. Дегтев, О.М. Донченко // Исследование работы строительных конструкций и сооружений. — М., 1981. — С. 16-21.

29. Давыдов Н.Ф. Экспериментально-теоретическое исследование сопротивления бетона при внецентренном и местном сжатии / Н.Ф. Давыдов, О.М. Донченко // Железобетонные конструкции: Сб. тр. — Харьков: ХИСИ, 1974. — №1 (30). —С.59-79.

30. Деггев, И.А. Исследование прочностных и деформативных свойств каменной кладки на растворах из различных вяжущих. Дисс. канд. техн. наук.

31. Спец. 05.23.01 / И.А. Дегтев. Науч. рук. О.М. Донченко. — Белгород: БТИСМ им. И.А. Гришманова, 1989. — 209 с.

32. Дегтев, И. А. Экспериментальное исследование прочности сцепления силикатного кирпича с раствором на полимерном вяжущем / И.А. Дегтев, О.М. Донченко // Исследование строительных конструкций и сооружений: Сб. тр. —М.:МИСИ, БТИСМ, 1980.—С. 16-21.

33. Дегтев, И.А. Исследование влияния толщины горизонтальных швов на прочностные свойства кладки из силикатного кирпича / И.А. Дегтев // Исследование работы строительных конструкций и сооружений Сб. тр.

34. М.: МИСИ, БТИСМ, 1981. — С. 22-25.

35. Донченко, О. М. К вопросу об учете факторов действительной работы каменной кладки при центральном сжатии / О. М. Донченко, И. А. Дегтев,

36. А. Б. Наумов // Новые направления оптимизации в проектировании строительных конструкций: сб. стат. / Белгород, гос. технолог, ун-т; редкол.: А. Г. Юрьев (гл. ред.) и др. —Белгород: Изд-во БГТУ, 2006. — С. 58-74.

37. Демидов, С.П. Теория упругости: учебн. для вузов / С.П. Демидов. — М.: Высшая школа, 1979. — 432 с.

38. Дмитриев, А.С. Каменные конструкции. Современное состояние и перспективы развития / А.С. Дмитриев. — М.: Госстройиздат, 1960. — 60 с.

39. Донченко, О.М. Прочность кирпича на растяжение при изгибе и раскалывании / О. М. Донченко, И. А. Дегтев // Тез. докл. Всесоюз. конф. «Прогрессивные строительные конструкции и методы возведения сооружений». — Ч. 4. — Белгород, 1987. — С. 30.

40. Донченко, О.М. К развитию теории сопротивления железобетонных элементов чистому изгибу / О.М. Донченко // Известия высших учебных заведений. Строительство и архитектура. — 1987. —■ № 11. — С. 6-12.

41. Донченко, О.М. Прочность и трещиностойкость кладки при центральном кратковременном сжатии / О. М. Донченко, И. А. Дегтев, В.И. Савченко //

42. Расчет строительных конструкций и сооружений: Сб. тр. — М.: МИСИ, БТИСМ, 1983. —С. 3-19.

43. Евпланов, А.И. Бетон застыл / А.И. Евпланов // Российская бизнес-газета. — № 11(744). — 06.04.2010 г.

44. Емельянов, А.А. Прочность и деформации кирпичной кладки при сжатии вдоль рядов А.А. Емельянов // Исследование каменных и крупнопанельных конструкций и перспективы их развития: сб. научн. тр. ЦНИИСК им. В.А.Кучеренко. — М., 1990. — С. 205-214.

45. Еременок, П.Л. Каменные и армокаменные конструкции: Учеб. для вузов / П. Л. Еременок, И. П. Еременок. — Киев: Вища школа, 1981. — 224 с.

46. Жемочкин, Б.Н. Практические методы расчета фундаментных балок и плит на упругом основании / Б.Н. Жемочкин, А.П. Синицын. — М.: Госстрой-издат, 1962. — 260 с.

47. Жемочкин, Б.Н. Расчет рандбалок и перемычек / Б.Н. Жемочкин. — М.: Стройиздат, 1960. — 228 с.

48. Исследования по каменным конструкциям / Под редакцией проф. Л.И. Онищика. —М.: Госстройиздат, 1950. — 236 с.

49. Исследования по каменным конструкциям / Под. ред. проф. Л. И. Онищика. —М.: Госстройиздат, 1957. — 302 с.

50. Киселев, В.А. Плоская задача теории упругости: Учеб. пособие / В.А. Киселев. — М.: Высшая школа, 1976. — 151 с.

51. Кожаринов, С. В. Свойства кладки из силикатного кирпича на растворах с жидкостекольным вяжущим / С.В. Кожаринов // Строительство и архитектура Узбекистана.— 1976. — № 6. — С. 14-18.

52. Коноводченко, В.И. Прочность и деформации кладки виброкирпичных панелей при сжатии / В.И. Коноводченко // Исследования сейсмостойкости крупнопанельных и каменных зданий: Сб. тр. ЦНИИСК им. В. А. Кучеренко.

53. М.: Госстройиздат, 1962. — Вып. 7. — 253 с.

54. Комохов, П.Г. Влияние растворной составляющей на качество кирпичной кладки/ П.Г. Комохов, Ю.А. Беленцов // Строительные материалы.2007. — № 2. — С. 81-82

55. Комохов, П.Г. Структурная механика разрушения кирпичной кладки / П.Г. Комохов, Ю.А. Беленцов// Строительные материалы.— 2004.— № 11.1. С. 46-47.

56. Комохов, П.Г. Совершенствование методов армирования кирпичной кладки/ П.Г. Комохов, Ю.А. Беленцов // Строительные материалы. — 2004.1. — С. 33-34.

57. Конструктивные решения жилых зданий из кирпича и керамических камней / ЦНТИ по гражданскому строительству и архитектуре.— М., 1973.47 с.

58. Котов, И.Т. Влияние способа образования шва на работу кирпичной кладки / И.Т. Котов // Экспериментальное исследование каменных конструкций. — М.: Госстройиздат, 1939. — С. 18-31.

59. Котов, И.Т. Каменная кладка на жидких растворах / И.Т. Котов.1. М.: ИТЭИН, 1956. — 15 с.

60. Котов, Ю.И. Повышение монолитности кирпичной кладки / Ю.И. Котов // Жилищное строительство. — 1982. — № 3. — С. 23-24.

61. Кручинин, Н.Н. О статистической оценке прочности кирпича / Н.Н. Кручинин // Строительная механика и расчет сооружений. — 1989.3. —С. 59-63.

62. Кузнецов, Г.Ф. Конструкции многоэтажных каркасно-панельных и панельных жилых домов / Г.Ф, Кузнецов, Н.В. Морозов, Т.П. Антипов. — М.: Гос. изд-во литературы по строительству и архитектуре, 1956. — 210 .

63. Кукуджанов, В.Н. Компьютерное моделирование деформирования, повреждаемости и разрушения неупругих материалов и конструкций: Учебное пособие / В.Н. Кукуджанов. — М. МФТИ, 2008. — 215 с.

64. Лурье, А. И. Теория упругости / А.И. Лурье. — М.: Наука, 1970.940 с.

65. Маилян, Л.Р. Действительные диаграммы деформирования бетона при сжатии и экспериментальные и теоретические способы их построения / Л.Р. Маилян, Е.И. Иващенко // Вестник Ростовского гос. ун-та путей сообщ. — 2006. — № 4. — С. 128-132.

66. Марчюкайтис, Г.В. Оценка прочности и деформативности каменной кладки при сжатии согласно СНиП И-22-81 и Eurocode 6 / Г.В. Марчюкайтис, Ю.С. Валивонис // Строительные материалы. — 2004. — № 11. — С. 48-49.

67. Михайлов, В.В. Вероятностный расчет внецентренно-сжатой кладки / В.В. Михайлов // Известия вузов. Строительство. — 1991. —№ 12. — С. 3—4.

68. Морозов, Н.В. Индустриальные кирпичные конструкции для промышленного строительства / Н.В. Морозов, В.П. Хлебцов, А.К. Гончаров // Промышленное строительство. — 1982. — № 5. — С. 28-30.

69. Овчаров, В.И. Определение деформаций кладок из разных видов кирпича при сжатии / В.И. Овчаров // Строительная механика и расчет сооружений. — 1984. — № 2. — С. 54-56.

70. Онищик, Л.И. Каменные конструкции / Л.И. Онищик. — М.: Стройиздат, 1939. —208 с.

71. Онищик, Л.И. Прочность и устойчивость каменных сооружений / Л. И. Онищик. — М.: ОНТИ, 1937. — 292 с.

72. Онищик, Л.И. Теория прочности кирпичной кладки на экспериментальной основе / Л.И. Онищик // Экспериментальные исследования каменных конструкций. — М.: Госстройиздат, 1939. — С. 3-18.

73. Панченко, Л.А. Волокнистые композиты в строительных конструкциях / Л.А. Панченко, А.Г. Юрьев, Р.В. Лесовик. — Белгород: Изд-во БГТУ, 2006.90 с.

74. Пангаев, В.В. Последовательность разрушения многорядной каменной кладки при сжатии / В.В. Пангаев // Известия вузов. Строительство. — 2001. — № 12. —С. 107-113.

75. Пангаев, В.В. Разрушение сжатой каменной кладки / В.В. Пангаев // Известия вузов. Строительство. — 2000. — № 12. — С. 7-12.

76. Пангаев, В.В. О деформативных характеристиках цементных кладочных растворов / В.В. Пангаев, В.М. Сердюк // Известия вузов. Строительство. — 2004. — № 9. — С. 110-113.

77. Пильдиш, М. Я. Каменные и армокаменные конструкции зданий / М.Я. Пильдиш, С. В. Поляков. — 2-е изд., перераб. — М.: Госстройиздат, 1955.400 с.

78. Пильдиш, М. Я. Местные напряжения в каменной кладке / М.Я. Пильдиш. —М.; Л.: Стройиздат Наркомстроя, 1945. — 47 с.

79. Писаренко Г.С. Деформирование и прочность материалов при сложном напряженном состоянии / Г.С. Писаренко, А.А. Лебедев. — Киев: Наукова думка, 1976. — 415 с.

80. Поляков, С.В. Длительное сжатие кирпичной кладки / С.В. Поляков.

81. М.: Госстройиздат, 1959. — 183 с.

82. Поляков, С.В. Сцепление кирпичной кладки / С.В. Поляков.

83. М.: Госстройиздат, 1959. — 84 с.

84. Поляков, С.В. Прочность и деформации сборных виброкирпичных и эффективных кладок / С.В. Поляков, В.И. Коноводченко. — М.: Госстройиздат, 1961. — 148 с.

85. Поляков, С.В. Каменные конструкции / С.В. Поляков, Б.Н. Фалевич.

86. М.: Госстройиздат, 1960. — 307 с.

87. Поляков, С.В. О повышении прочности конструкций из кирпичной кладки / С.В. Поляков, А.С. Фрейдин, В.И. Коноводченко // Жилищное строительство. — 1975. — № 5. — С 16-17.

88. Попов, И.А. Смешанные растворы для каменной кладки. Подбор состава и основ, свойства цементно-глиняных и др. смешан, растворов / Н.А. Попов; Центр, строит, н.-и. лаборатория «СТРОИЦНИЛ». — М.: Госстройиздат, 1939, —368 с.

89. Пособие по проектированию каменных и армокаменных конструкций (к СНиП И-22-81. Каменные и армокаменные конструкции. Нормы проектирования) / ЦНИИСК им. Кучеренко Госстроя СССР. — М.: В ДНИ Госстроя СССР, 1989.

90. Применение ячеистобетонных изделий. Теория и практика. / С.Л. Галкин и др. — Минск: Стринко, 2006. — 448 с.

91. Пицкель JI.H. Прочность крупных кирпичных блоков / Л.Н. Пицкель, П.М. Киселев // Крупные кирпичные блоки. — М.: Московский рабочий, 1955. —С. 3-21.

92. Прочность композиционных материалов / Д.М. Карпинос, Г.Г. Максимович, В.Х. Кадыров, Е.М. Лютый. — Киев: Наукова думка, 1978. — 236 с.

93. Прочность крупнопанельных и каменных конструкций / Под редакцией С.А. Семенцева, В.А. Камейко — М.: Стройиздат, 1972. — 301 с.

94. Райзер, В. Д. К нормированию несущей способности каменной кладки / В.Д. Райзер // Строительная механика и расчет сооружений. — 1990. — № 2.1. С. 80-86.

95. Райзер, В. Д. О нормировании прочности строительных растворов В.Д. Райзер // Строительная механика и расчет сооружений. — 1988. — № 4.1. С. 50-53.

96. Расчет строительных конструкций по предельным состояниям /В.А. Балдин, И. И. Гольденблат, В. М. Коченов, М. Я. Пильдиш, К. Э. Таль / Под ред. В. М. Келдыша. — М.: Госстройиздат, 1951. — 271 с.

97. Ржаницын, А.Р. Строительная механика / А.Р. Ржаницын. — М.: Высшая школа, 1982. — 400 с.

98. Руководство по проектированию конструкций панельных жилых зданий для особых грунтовых условий. — М.: Стройиздат, 1982. — 272 с.

99. Самедов, A.M. Эффективные строительные конструкции из керамических камней / A.M. Самедов. — Киев: Буд1вельник, 1979. — 123 с.

100. Семенцов, С.А. Расчет каменных и армокаменных конструкций по расчетным предельным состояниям / С.А. Семенцов. — М.: Госстройиздат, 1955. — 117 с.

101. Силикатный кирпич: наука и практика // Строительные материалы.2008. — № П. — С. 7-10.

102. Снитко, Н.К. Деформационный расчет сжато-изогнутых стержней в упругой среде / Н.К. Снитко // Исследования по теории сооружений. — Вып. 7.

103. М.: Госстройиздат, 1957. — С. 199-207.

104. Симвулиди, И.А. Расчет инженерных конструкций на упругом основании / И.А. Симвулиди. — М.: Высшая школа, 1978. — 480 с.

105. СНиП П-22-81. Каменные и армокаменные конструкции.

106. М.: Госстрой, 1995. — 65 с.

107. Соболев, Д.Н. Вероятностный расчет крупнопанельных зданий на упругом основании с карстовым провалом / Д.Н. Соболев, А.И. Гагин // Механика грунтов, основания и фундаменты. — 1989. — № 2. — С. 8-11.

108. Соколов, Б. С. Физическая модель разрушения каменных кладок при сжатии / Б.С. Соколов // Известия вузов. Строительство. — 2002. — № 9.1. С. 4-9.

109. Справочник современного строителя / Л.Р. Маилян и др.

110. М.: Феникс, 2008. — 540 с.

111. Справочник по специальным функциям: Пер. с англ. / Под ред. В. А. Диткина и Л. Н. Кармазиной. — М.: Наука, 1979. — 832 с.

112. Справочник современного проектировщика / Г. Б. Вержбовский и др. — М.: Феникс, 2008. — 540 с.

113. Справочник каменщика. Практическое пособие; Под. ред. В.И. Ру-денко. — М.: Феникс, 2007. — 224 с.

114. Степнов, M. Н. Статистические методы обработки результатов механических испытаний: Справочник / М.Н. Степнов. — М.: Машиностроение, 1985. —231 с.

115. Теоретические и экспериментальные исследования каменных конструкций // Тр. ЦНИИСК им. В. А. Кучеренко. — М.: Стройиздат, 1978. — 209 с.

116. Технология строительного производства: Учебн. для вузов / С.С. Атаев, Н. Н. Данилов, Б.В. Прыкин и др. — М.: Стройиздат, 1984. — 559 с.

117. Тюпин, Г.А. Деформационная теория пластичности каменной кладки / Г.А. Тюпин // Строительная механика и расчет сооружений. — 1980. — №6. — С. 28-30.

118. Тюпин, Г.А. Расчет гибких каменных столбов на внецентренное сжатие / Г.А. Тюпин, Г.И. Брусенцев // Строительная механика и расчет сооружений. — 1981. — № 3. — С. 56-61.

119. Филин, А.П. Прикладная механика деформируемого твердого тела /

120. A.П. Филин. — Т. 1. — М. Наука: 1975. — 832 с.

121. Филоненко-Бородич, М.М. Механические теории прочности.

122. М.: Изд-во МГСУ, 1961. — 90 с.

123. Цепаев, В.А. Статистическая оценка распределения предела прочности и начального модуля деформации кладки из опилкобетонных камней /

124. B.А. Цепаев, И.Н. Шурышев // Науч.-техн. конф. проф.-препод. состава, аспирантов и студентов «Строительный комплекс- 96»: тез. докладов. — Ч. 3.

125. Н. Новгород, 1996. — С. 40.

126. Швецов, Б.С. Древние строительные растворы / Б.С. Швецов, В.В. Суровцев, 1930. — 71 с.

127. Эшптейн, В.П. Исследование кладки из пустотелых силикатных материалов на центральное сжатие // Строительные конструкции: В сб. тр. ИСиА Госстроя БССР. — Вып. 18. — Минск, 1978. — С. 70-75.

128. Anthoine, A. Derivation of the in-plane elastic characteristics of masonry through homogenization theory // Int J Solids Struct. — 1995. —№ 2(32). — Pp. 137-163.

129. Anthoine, A. Homogenisation of periodic masonry: plane stress, generalized plane strain of 3d modeling // Commun Numer Meth Engng. — 1997.13.—Pp. 319-326.

130. Berto L., Saetta A., Scotta R., Vitaliani R. An orthotropic damage model for masonry structures // Int. J. Numer. Methods Engng. 2000. — № 55.1. Pp. 127-157.

131. Berto L., Saetta A., Scotta R., Vitaliani R. Shear behaviour of masonry panel: parametric FE analyses // International Journal of Solids and Structures. — 2004. — V. 41. — № 16-17. — Pp. 4383-4405.

132. Cecchi, A., Sab K. Out of plane model for heterogeneous periodic materials: the case of masonry // Eur J Mech A Solids. — 2002. — V. 21. — Pp. 715-746.

133. Hendry A.W., Sinha B.P., Davies S.R. Design of masonry structures / Third edition of Load Bearing Brickwork Design. — Taylor & Francis, UK. — 1997. —271 c.

134. Dhanasekar M., Page A.W., Kleeman P.W. The failure of brick masonry under biaxial stresses // Proc Instn Civ Engrs. — 1985. — Part 2, 79. — Pp. 295-313.

135. EN 1015-1 1:1999. Methods of test for mortar of masonry. Part 11: Determination of flexural and compressive strength of hardened mortar. — 1999. — 12 p.

136. EN 1996: (Eurocode 6). Design of masonry structures. Part 1-1: General Rules for Buildings. Rules for Reinforced and Unreinforced Masonry. Brussels. —1996, —200 p.

137. EN 1996: (Eurocode 6). Design of masonry structures. Part 3: Simplified calculation methods and simple rules for masonry. Rules for Reinforced and Unreinforced Masonry. Brussels. —1996. —39 p.

138. EN 772-1:2000. Methods of test for masonry units. Part 1: Determination of compressive strength. — 2000. — 10 p.

139. Page A.W. A biaxial failure criterion for brick masonry in the tension-tension range // International Journal of Masonry Constructions. — 1980. — V. 1. — Pp. 26-30.

140. Page A.W. The biaxial compressive strength of brick masonry // Proc Instn Civ Engrs. — 1981. — Part 2, 71. — Pp. 893-906.

141. Конечно-элементное моделирование совместной работы кладочных материалов в составе каменной кладки

142. Начальный модуль деформации Е, кН/мм2 (МПа) Начальный коэффициент поперечных деформаций V1. Кирпич 15 (15000) 0,201. Раствор 5 (5000) 0,35

143. Напряжения Nx, МПа, в нижней фибре среднего кирпича:в. И -4.11 -3.00 -2 М13 -0Л2Ф4И1. MMMftlтМппшиiik.' w*fciiimimifii1. SSSSSSSSSSS

Похожие работы

Строительство
05.23.00