CC BY
24УДК 693.1:691.42.001.5
В.Н. ДЕРКАЧ, канд. техн. наук (v-derkatch@yandex.ru), О.Г. ДЕМЧУК, инженер
Филиал Республиканского унитарного предприятия «Институт БелНИИС» Научно-технический центр (Республика Беларусь, 224023, г. Брест, ул. Московская, 267/2)
Несущая способность при сжатии каменных стен из крупноформатных силикатных блоков
Приведены результаты экспериментальных исследований при сжатии образцов каменной кладки, выполненных из силикатных пазогребневых блоков на тонкослойных растворных швах. На основании экспериментальных исследований выявлены особенности деформирования и разрушения кладок, получены значения прочности каменной кладки при сжатии и ее деформационных характеристик. На основании численных исследований выявлено влияние технологии выполнения растворных швов на прочностные показатели кладки. Показаны особенности работы при сжатии несущих каменных стен из крупноформатных силикатных блоков. Приведены результаты численных исследований узла сопряжения стена - многопустотное перекрытие, установлены значения коэффициентов податливости указанного узла в зависимости от уровня сжимающих напряжений в стене. Даны предложения по расчету несущих стен из крупноформатных пазогребневых силикатных блоков на тонкослойных швах.
Ключевые слова: каменная кладка, силикатные блоки, тонкослойные растворные швы, прочность при сжатии, модуль деформаций, несущие стены.
V.N. DERKACH, Candidate of Sciences (Engineering) (v-derkatch@yandex.ru), O.G. DEMCHUK, Engineer
Branch office of the RUE «Institute BelNIIS» - Scientific-Technical Center (Republic of Belarus, 224023, Brest, Moskovskaya str., 267/2)
Bearing Capacity of Masonry Walls Made of Large-Size Silicate Blocks under Compression
The results of experimental studies of samples of block masonry made of silicate tongue-and-groove blocks with thin mortar seams under compression are presented. On the basis of experimental studies, features of the deformation and destruction of masonries have been revealed; values of the strength of the block masonry under compression and its deformation characteristics have been obtained. On the basis of numerical studies, the influence of technology of mortar seams execution on the strength characteristics of the masonry has been revealed. Features of the operation of bearing masonry walls made of large-size silicate blocks under compression are shown. The results of numerical studies of the wall to hollow-core overlap node are presented; the values of compliance coefficients of this node depending on the level of compressing deformations in the wall have been established. Proposals for calculation of bearing walls made of large-size tongue-and-groove silicate blocks with thin layer seams are presented. Keywords: block masonry, silicate blocks, thin layer mortar seams, strength under compression, modulus of deformation, bearing walls.
Силикатные кладочные изделия более 100 лет используются для возведения каменных кладок. Традиционно производимыми силикатными кладочными изделиями на территории стран СНГ являлись кирпич и камни. Кладки, как правило, выполнялись на стандартных растворных швах, а силикатные кладочные изделия обычно применялись в наружных стенах в качестве облицовочного материала или во внутренних несущих стенах.
В практике современного домостроения активно внедряются новые технологии производства кладочных работ, основанные на применении крупноформатных силикатных кладочных изделий на тонкослойных растворных швах с пазогребневым соединением вертикальных швов. Возведение указанных кладок производится с применением специальных грузоподъемных механизмов — мини-кранов. Благодаря высокой прочности таких кладок несущие стены многоэтажных зданий можно возводить толщиной 250 мм. При этом экономятся материалы, до 7% увеличивается полезная площадь помещений, а скорость возведения здания возрастает примерно в два раза [1].
Однако работа при сжатии кладок из крупноформатных силикатных блоков на клеевых швах имеет свои особенности, которые необходимо учитывать при проектировании несущих стен.
В горизонтальных тонкослойных швах кладки, выполненной с применением клеевого раствора, в отличие от кладок со стандарными растворными швами отсутствует выраженный эффект трехосного сжатия. При одинаковой прочности кладочных изделий кладки на тонкослойных клеевых швах имеют более высокие прочностные показатели при сжатии и значительно меньшую деформативность. В этом смысле данные кладки можно
в 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0
Г (МПв)
-O- jbZSO 1
hhJSO 2 -o- bt)2i0 4 bb2S0-S
■ Jpz - -
200
400
600
800
1000
1200
Рис. 1. Результаты испытаний при сжатии каменной кладки: а - форма кладочного изделия; б - характер трещинообразования и разрушения; в - диаграммы деформирования опытных образцов
а
0
научно-технический и производственный журнал f ptyj f ^дjjijJJljlrf
сентябрь 2016
—, -17 Ми
-L-9
■и
-13
■Î.î ■И
-LI
Í3
'II
I
i-
h
Л.
IUI Mu
-IJ
-VI
■ï,1
■с
-il
Ж
->л
4з
-PlfUH.
4
Я
1.
i*
-2,66
-2,67
-2,68
-2,69
1
ftfcj?
2
50 100 150
200
250
0 -2 -4 -6 -8 -10
^ ' —
1 V
V4 /
Л / y / 2 -Лг X . \
Л/
0
50
100 150 200 250
Рис. 2. Характер распределения главных сжимающих напряжений в каменной кладке в зависимости от вида растворных швов: 1 - по сечению 1-1; 2 - по сечению 2-2; а - с полным заполнением раствором горизонтальных швов; б - с заполнением горизонтальных швов двумя полосками раствора шириной 40 мм
рассматривать как некий однородный (гомогенный) материал. При этом степень гомогенности кладки возрастает с увеличением высоты кладочного изделия. Обладая более высокой однородностью по сравнению с кладками на обычных растворных швах, кладки из крупноформатных изделий на тонкослойных швах являются более хрупкими и, как следствие, более чувствительными к различного рода вынужденным деформациям.
Несущая способность каменных стен определяется прочностными показателями каменной кладки. Для каменных кладок из крупноформатных силикатных блоков на тонкослойных клеевых швах в действующих на территории РФ нормативных документах данные показатели отсутствуют. Комплексные испытания таких кладок были проведены в 2015 г. в филиале РУП «БелНИИС»-НТЦ [2].
На рис. 1. приведены результаты испытаний при сжатии серии опытных образцов кладки, выполненных из крупноформатных силикатных блоков размерами 498x498x248 мм по ГОСТ 379-2015 «Кирпич, камни, блоки и плиты перегородочные силикатные. Общие технические условия», выпускаемых ОАО «Ярославский завод силикатного кирпича». По пределу прочности при сжатии силикатные блоки соответствовали М200. Для приготовления кладочных растворов использовалась сухая клеевая растворная смесь по ГОСТ 31357-2007 «Смеси сухие строительные на цементном вяжущем. Общие технические условия».
Испытания показали, что при действии сжимающей нагрузки на образцы кладки первые трещины возникали в средней по высоте части опытных образцов или в блоках, контактирующих с плитами пресса. Величина
Таблица 1
Результаты определения прочностных и деформационных характеристик кладки при сжатии
б
а
2
0
Серия № образца Предел прочности каменной кладки при сжатии Ru, МПа Начальный модуль упругости при сжатии E0, МПа Секущий модуль упругости при сжатии E, МПа
одного образца Rui среднее значение по серии Rum одного образца E0i среднее значение по серии E0m одного образца Ei среднее значение по серии Em
bb250 1 9 10,1 (8,4*) 8600 12000 8800 10000
2 10,7 10800 10000
3 10,9 13600 11600
4 9,9 14600 11400
5 10,2 12400 8300
Коэффициент вариации,% 7,3 19,8 14,9
Примечание. * обозначено нормативное значение прочности при сжатии Rk.
■ '■■Ч'.-: í Л ■ i Г;-' научно-технический и производственный журнал
® сентябрь 2016 27
ШШ
Рис. 3. Схема шарнирно опертой несущей стены: а - схема изгиба стены и перекрытий; б - расчетная схема стены; в - эксцентриситет приложения вертикального усилия; г - эпюра изгибающих моментов от горизонтальной нагрузки [5]
б
'¡¡ЩШ
в
м|ЩШ
<1
<
Рис. 4. Схема несущей стены как элемента рамы: а - схема изгиба стены и перекрытий; б - расчетная схема стены; в - эксцентриситет приложения вертикального усилия; г - эпюра изгибающих моментов от горизонтальной нагрузки [5]
Рис. 5. Эпюра изгибающих моментов в стене, вызванных внецентренным приложением нагрузки от перекрытий согласно [7]
нагрузок трещинообразования Fcrc составляла 0,7—0,9 от разрушающей нагрузки Fmax. Увеличение нагрузки приводило к развитию трещин в вертикальном направлении по швам кладки и по телу силикатных блоков и образованию новых трещин, разделяющих массив кладки на отдельные вертикальные фрагменты. Разрушение опытных образцов носило хрупкий характер и начиналось с выколов материала блоков в местах пересечения горизонтальных и вертикальных швов, а также образования на торцевых гранях вертикальных трещин, разрывающих кладку в поперечном направлении.
Числовые значения прочностных и деформационных характеристик каменной кладки, полученные по результатам испытаний пяти опытных образцов, приведены в табл. 1.
Приведенные в табл. 1 значения прочностных и деформационных характеристик получены при полном заполнении раствором горизонтальных швов кладки.
В случае полосовых горизонтальных растворных швов передача сжимающих напряжений на последующие слои кладки осуществляется через параллельные полосы клеевого раствора, что приводит к возникновению локальных зон концентрации напряжений и негативно отражается на прочности каменной кладки [3, 4].
На рис. 2. приведены результаты численного моделирования испытаний образцов каменных кладок из крупноформатных блоков на клеевых швах при действии сжимающего усилия F=500 кН перпендикулярно плоскости горизонтальных растворных швов. Рассмотрено два варианта каменных кладок:
— с полным заполнением горизонтальных швов (рис. 2, а);
— с заполнением горизонтальных швов двумя полосками раствора шириной 40 мм (рис. 2, б).
Из рис. 2 следует, что в случае полосовых растворных швов имеет место резко выраженная неравномерность распределения главных напряжений по толщине
кладки. При этом максимальные значения главных растягивающих напряжений о1 и главных сжимающих напряжений о2 в силикатных блоках соответственно в 5 раз и 3 раза выше, чем при сплошном заполнении раствором горизонтальных швов.
Данные выводы определяют необходимость проведения целенаправленных экспериментальных исследований прочностных и деформационных характеристик каменных кладок из крупноформатных силикатных блоков с учетом технологических особенностей их возведения.
Механизмы разрушения внецентренно сжатых каменных стен главным образом зависят от их гибкости и величины эксцентриситета приложения нагрузки. На величину эксцентриситета существенное влияние оказывает способ сопряжения стены с перекрытием и величина сжимающих напряжений, действующих по контакту стены с перекрытием.
В зависимости от величины сжимающих напряжений можно рассматривать две схемы работы несущей стены.
При небольших значениях сжимающих напряжений, которые характерны для стен малоэтажных зданий или стен верхних этажей, расчетная схема стены представляет собой гибкий внецентренно сжатый стержень с шарнирными опорами (рис. 3). Исчерпание несущей способности стены в данном случае наступает в результате нарастания начального эксцентриситета вследствие изгиба стены под воздействием вертикального усилия (эффекты второго рода), а также нагрузки, приложенной перпендикулярно плоскости стены.
Расчетная модель, приведенная на рис. 3, была предложена Л.И. Онищиком [6] и реализована в СНиП 11-22—81 и СП 15.13330-2012.
Опирание междуэтажных перекрытий на гибкие несущие стены, выполненные из крупноформатных силикатных изделий, производится либо на всю толщину
б
а
в
г
г
научно-технический и производственный журнал |г
28 сентябрь 2016
11- Стена Стена
1 1 1 Г 1 F 1 1 1 Г 1 1 1 т 1 i t Т ■ т N 1
Ж/б пояс - ■ н
Стена ж/б плита перекрытия Стена
в II ЗУ
i
0,8 0,6 0,4 0,2
Д (М11а>
0,5
1
1,5
2
2,5
Рис. 6. Моделирование сопряжения плиты с каменной кладкой: а - расчетная схема модели; б - характер деформаций в узле сопряжения плиты со стеной и распределение главных сжимающих напряжений в стене; в - график зависимости «г|-ос»
стены (в случае монолитных или сборно-монолитных перекрытий), либо на половину толщины стены при применении многопустотных плит перекрытий. При этом анкеровка многопустотных плит перекрытий осуществляется в монолитных железобетонных поясах, которые устраиваются в уровне каждого перекрытия или непосредственно под ним. Данные пояса объединяют продольные и поперечные стены здания и выполняют функции связующих элементов, предотвращающих прогрессирующее разрушение здания при особых воздействиях.
В этом случае на несущие стены в узлах их сопряжения с перекрытиями передаются сжимающие усилия и изгибающие моменты, возникающие в плитах перекрытий. Стена при этом может моделироваться вертикальным стержневым элементом рамы с упругоподатливыми узлами (рис. 4). При горизонтальных воздействиях стена рассматривается как многопролетная неразрезная балка.
Проверка предельного состояния несущей способности стены производится в трех сечениях по высоте: в верхнем, нижнем и среднем.
На базе рамной модели расчет внецентренно сжатых стен производится в Еврокоде 6 [7]. При этом допускается принимать линейную эпюру распределения изгибающих моментов по высоте стены, а значения изгибающих моментов в стержнях, сходящихся в узле, распределять пропорционально изгибной жесткости стен и перекрытий (рис. 5). Определение изгибающих моментов в элементах рамы производится методом конечных элементов или на основании аналитических зависимостей, приведенных в приложении С к Еврокоду 6 из предположения жесткого сопряжения стержней в узлах.
В действительности сопряжение перекрытий со стенами не является жестким, а обладает определенной податливостью, которая характеризуется коэффициентом податливости п.
В [7] допускается уменьшать значения узловых изгибающих моментов, полученных на основании рамной
ж/б пояс
модели с жесткими узлами, путем умножения их на коэффициент п и приводятся аналитические зависимости для его определения:
T7 = i-^f ; 4
£3/3
+ п,
ы±
к=-
E.I, h
Ыг
<2 ,
(1)
(2)
где щ — коэффициент жесткости стержня; он равен четырем в случае жесткого закрепления стержней в обоих узлах и трем в остальных случаях; E, — модуль упругости стержня i при i = 1, 2, 3 или 4 (рис. 5); I — момент инерции стержня i, при i = 1, 2, 3 или 4; h1 — высота в свету стержня 1; h2 — высота в свету стержня 2; l3 — пролет в свету стержня 3; l4 — пролет в свету стержня 4.
Зависимости (1) и (2) базируются на экспериментальных исследованиях [8] и предполагают опирание перекрытия по всей толщине стены. Следует отметить, что данные зависимости не учитывают уровня обжатия каменной кладки, который может увеличивать значение коэффициента податливости.
С целью оценки влияния сжимающих напряжений в стене ос на значения коэффициента податливости п были выполнены численные исследования работы узла сопряжения плиты пустотного настила пролетом 6 м со стеной, кладка которой выполнена из силикатных крупноформатных пазогребневых блоков толщиной 249 мм на тонкослойных клеевых швах. Деформационные характеристики каменной кладки принимались по результатам экспериментальных исследований. Плита перекрытия опиралась на каменную кладку через слой цементно-песчаного раствора толщиной 15 мм, глубина опирания плиты составляет 100 мм. Сопряжение плиты перекрытия с монолитной железобетонной обвязкой, выполняемой по контуру стен, не учитывалось. Нагружение плиты осуществлялось равномерно распределенной нагрузкой 5 кН/м2. В расчетах варьировалась величина сжимающих напряжений, действующих перпендикулярно горизонтальным швам кладки в диапазоне 0,1—2 МПа. В ходе численного эксперимента в среде вычислительного комплекса ANSYS решались нелинейные контактные задачи с учетом трения между плитой перекрытия и каменной кладкой.
Анализируемая расчетная модель и результаты расчета приведены на рис. 6.
На основании численного анализа установлено, что при глубине опирания плиты перекрытия на стену из силикатных блоков 100 мм происходит частичное защемление плиты и изгибающие моменты, возникающие в ней, передаются на стены здания. При этом уро-
б
а
0
■ ■■■','J'.- : i Л ■ i Г;-' научно-технический и производственный журнал ЗЙЛ^^ШШГ сентябрь 2016 29~
вень сжимающих напряжений в стене существенно влияет на значение коэффициента податливости. Это свидетельствует о целесообразности применения рамной модели при оценке несущей способности стен многоэтажных зданий, кладка которых выполнена из крупноформатных силикатных блоков. Сопоставительные расчеты показывают, что установленные с применением рамной модели значения изгибающих моментов в несущих стенах, а следовательно, и расчетные значения эксцентриситетов в зависимости от этажности здания и пролетов перекрытий могут в несколько раз превышать аналогичные значения, полученные с применением расчетной модели несущих стен, используемой в СП 15.13330-2012.
Список литературы / References
1. Kalksandstein. Planungshandbuch. Planung, Konstruktion, Ausfurung. Hannover: Bundesverband Kalksteinindustrie. 2014. 368 p.
2. Деркач В.Н., Найчук А.Я. Экспериментальные исследования прочности каменной кладки из пазо-гребневых силикатных блоков // Промышленное и гражданское строительство. 2016. № 6. С. 77-82.
2. Derkach V.N., Naichuk A.Ya Pilot studies of durability of a stone laying from tongue-and-groove silicate blocks. Promyshlennoe i grazhdanskoe stroitel'stvo. 2016. No. 6, pp. 77-82. (In Russian).
3. Mojsilovi N.A. Discussion of masonry characteristics derived from compression tests. Proceedings of the 10th Canadian Masonry Symposium, Banff, Alberta, Canada. June 8-12, 2005. Calgary: University of Calgary, Department of Civil Engineering. 2005. pp. 242-250.
4. Schubert P. Strength properties of masonry. Proc. of the 11th Int. Brick/Block Masonry Conf. Shanghai: Tongij University. 1997. Vol. 1. pp. 191-202.
5. Drobiec L., Jasinski R., Piekarczuk. Konstrukcje Murowe wedlug Eurokodu 6 i norm zwiazanych. Warszawa: Wydawnictwo naukowe PWN. 2013. 692 p.
6. Онищик Л.И. Каменные конструкции. М.: Строй-издат. 1939. 208 с.
6. Onishchik L.I. Kamennye konstruktsii [Stone designs]. Moscow: Stroiizdat. 1939. 208 p.
7. Eurocode 6: Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten. Teil 1-1: Allgemeine Regeln für bewehrtes und unbewehrtes Mauerwerk: EN 1996-1-1:2005. Berlin: Deutsches Institut für Normung. 2005. 127 p.
8. Hendry A.W. Structural masonry. London: MacMillan Education Ltd. 1990. 289 р.
!Х Международная конференция
1Г\ Г?\ пг ПНП
ч
1П
ГИИ TC-
D
я
01
ИТЕ
ч
17-21 марта 2017 г.
Шарм-эль-Шейх, Египет
Организаторы конференции
Национальный исследовательский центр жилья и строительства (HBRC) Египетско-российский университет ^^ Ижевский государственный технический университет им. М.Т. Калашникова Египетский союз инженеров
Тематика конференции
Нанокомпозиты в строительных материалах Нанотехнологии в строительстве Защита от пожара с помощью наночастиц Нанотехнологии в кондиционировании воздуха Наноструктурирующие материалы в архитектуре
Производство лакокрасочных материалов с нанодобавками Нанотехнологии стеклах и керамики Нанотехнологии для энергоэффективности в зданиях Моделирование нанокомпозитов Модификация минеральных вяжущих наносистемами
Информационная поддержка - журнал «Строительные материалы»®
Сайт конференции: http://inter.istu.ru/russian/nano_r.html
С ТРОИТЕЛЬНЬЕ
Материалы-
Контактная информация в России
Профессор Григорий Иванович Яковлев ИжГТУ им. М.Т. Калашникова 426069 Ижевск, ул. Студенческая, 7 E-mail: gyakov@istu.ru Тел.: 8-91285666688. Факс: +7(3412)59 25 55
Контактная информация в Египте
Профессор Шериф Солиман Хелми Египетско-российский университет Cairo High Road, Bard City-Suez E-mail: president@eruegypt.com Тел.: +20(02)28643349, (02)28643341. Факс:+20(02)28643332
научно-технический и производственный журнал f -л-jj, f ^дjjijJJljlrf
сентябрь 2016 Vj! ®
