CC BY
97УДК 693.1:691.42.001.5
В.Н. ДЕРКАЧ, д-р техн. наук (v-derkatch@yandex.ru), И.Е. ДЕМЧУК, инженер
Филиал Республиканского унитарного предприятия «Институт БелНИИС» «Научно-технический центр» (Республика Беларусь, 224023, г. Брест, ул. Московская, 267/2)
Прочность и деформативность каменной кладки из ячеисто-бетонных блоков автоклавного твердения на полиуретановых швах
Часть 3. Прочность и деформативность при сдвиге
Приведены результаты экспериментальных исследований на сдвиг и диагональное сжатие образцов каменной кладки из ячеисто-бетонных блоков на тонкослойных полиуретановых швах. На основании экспериментальных исследований выявлены особенности разрушения опытных образцов, получены значения начальной прочности каменной кладки при сдвиге, а также значения модуля сдвига и предельного значения угла сдвиговых деформаций каменной кладки. Установлено, что при действии сдвигающего усилия в плоскости горизонтальных полиуретановых швов разрушение кладки происходит в результате исчерпания прочности материала блока на сдвиг. Выполнено сопоставление полученных результатов с результатами экспериментальных исследований каменной кладки из ячеисто-бетонных блоков на тонкослойных клеевых полимерцементных швах. Показано отличие в характере разрушения образцов кладки на полимерцементном клеевом растворе и на клей-пене, а также их прочностных и деформационных характеристик при сдвиге.
Ключевые слова: каменная кладка, ячеисто-бетонные блоки, полиуретановый клей, прочность на сдвиг, модуль сдвига, угол сдвиговых деформаций.
Для цитирования: Деркач В.Н., Демчук И.Е. Прочность и деформативность каменной кладки из ячеисто-бетонных блоков автоклавного твердения на полиуретановых швах. Часть 3. Прочность и деформативность при сдвиге // Строительные материалы. 2017. № 8. С. 32-35.
V.N. DERKACH, Doctor of Sciences (Engineering) (v-derkatch@yandex.ru), I.E. DEMCHUK, Engineer
Branch of Republican Unitary Enterprise «Institute BelNIIS», «Scientific-Technical Center» (267/2, Moskovskaya Street, Brest, 224023, Republic of Belarus)
Strength and Deformability of Stone Masonry Made of Cellular Concrete Blocks of Autoclaved Hardening with Polyurethane Joints. Part 3. Strength and Deformability at Shear
Results of the experimental research in the shear and diagonal compression of stone masonry samples made of cellular-concrete blocks with thin-layer polyurethane joints are presented. On the basis of the experimental studies, peculiarities of the destruction of experimental samples have been revealed; values of the initial strength of the stone masonry at shear as well as values of the shear module and ultimate values of the angle of shear deformations of the stone masonry have been obtained. It is established that under the impact of shear load in the plane of horizontal polyurethane joints, the destruction of the masonry occurs as a result of exhaustion of strength of the block material for shear. The comparison of the results obtained with the results of the experimental study of the stone masonry made of cellular-concrete blocks with thin-layer polymer-cement joints is made. The difference in the nature of destruction of samples of stone masonry on the polymer-cement adhesive solution and on the adhesive foam as well as their strength and deformation characteristics at shear are shown.
Keywords: stone masonry, cellular-concrete blocks, polyurethane glue, shearing strength, shear module, angle of shear deformations.
For citation: Derkach V.N., Demchuk I.E. Strength and deformability of stone masonry made of cellular concrete blocks of autoclaved hardening with polyurethane joints. Part 3. Strength and deformability at shear. Stroitel'nye Materialy [Construction Materials]. 2017. No. 8, pp. 32-35. (In Russian).
При воздействиях, вызывающих сдвиговые деформации каменных стен в их плоскости, практическое значение имеют два механизма разрушения каменной кладки: сдвиг кладки по неперевязанному сечению и ее разрыв по наклонному сечению. Первый механизм разрушения реализуется, когда прочность горизонтального шва на срез или сцепление между материалом шва и кладочным изделием ниже прочности последнего на растяжение (разрыв). В этом случае происходит «скольжение» кладки по горизонтальному шву либо по плоскости его контакта с кладочным изделием. Разрушение происходит внезапно, поэтому появление горизонтальной трещины является свидетельством нарушения предельного состояния несущей способности каменной конструкции.
Второй механизм разрушения имеет место, когда прочность швов на срез превышает прочность кладочного изделия на растяжение, или при высоких значениях сжимающих напряжений в кладке. В этом случае в каменной кладке возникает наклонная трещина в направлении перпендикулярном действию главных растягивающих напряжений. Появление такой трещины не свидетельствует о разрушении конструкции, а лишь о
нарушении предельного состояния эксплуатационной пригодности. В то же время наклонные трещины являются сигналом о возможном исчерпании несущей способности каменной конструкции при увеличении нагрузки [1—3].
В перечисленных случаях сопротивление стены сдвигу определяется начальной прочностью кладки на сдвиг (прочностью касательного сцепления)коэффициентом внутреннего трения tgф и прочностью кладки на растяжение под углом к горизонтальным швам /ш.
При воздействиях, вызывающих сдвиг кладки в плоскости стены, проверку предельных состояний стены можно выполнить на основании деформационного критерия из условия: <Эа^ш, где 0а^т — предельные значения угловых деформаций каменной кладки (углов перекоса), которые устанавливаются экспериментально и зависят от вида кладочных изделий, прочностных и деформационных характеристик материала швов, степени заполнения вертикальных швов и других факторов.
Угловые деформации 0^ кладки определяются из выражения (1):
У//7/////?////
Рис. 1. Испытания на сдвиг в плоскости горизонтальных швов: а б - общий вид опытного образца
схема испытании;
а — ^ _
Vsd —^г —
Vk
G G F'
(1)
где Vk — характеристическое значение поперечной силы; G — модуль сдвига каменной кладки; F — площадь горизонтального сечения каменной стены.
В соответствии с действующими нормами [4, 5] значение G кладок на тонкослойных полимерцементных растворах принимается равным 40% от модуля упругости кладки E. Для кладок на полиуретановых швах значение модуля сдвига G неизвестно.
С целью получения перечисленных прочностных и деформационных характеристик каменной кладки из ячеисто-бетонных блоков на полиуретановых швах в филиале РУП «Институт БелНИИС» — НТЦ были выполнены экспериментальные исследования образцов кладки, подверженных сдвигу в плоскости горизонтальных швов и сжатию сосредоточенной силой, приложенной под углом 45о к горизонтальным растворным швам.
Опытные образцы кладки выполнялись из ячеисто-бетонных блоков автоклавного твердения плотностью D400, размерами 600x400x250 мм. Установленные на основании испытаний средние значения приведенной прочности блоков при сжатии fb равнялись 2,5 МПа, прочности на сдвиг fbv — 0,3 МПа.
Кладка ячеисто-бетонных блоков производилась на однокомпонентную полиуретановую клей-пену торговой марки TYTAN PROFESSIONAL производства Республики Польша, которая наносилась тремя полосами на опорную и стыковую поверхности блока. Всего было изготовлено по шесть образцов кладки на клей-пене и на полимерцементном клеевом растворе М75 для испытаний на сдвиг в плоскости горизонтальных швов,
а также три образца на клей-пене и один образец на полимерцементном клеевом растворе для испытаний на диагональное сжатие.
Форма и размеры опытных образцов кладки для испытаний на сдвиг назначались в соответствии с СТБ EN 1052-3, а образцов для испытаний на диагональное сжатие в соответствии с ASTM Е519-026 [6]. Сразу после изготовления к каждому испытываемому образцу прикладывали предварительную вертикальную равномерно распределенную сжимающую нагрузку таким образом, чтобы сжимающие напряжения в сечении образца достигали около 2,5—3-10-3 МПа. В нагруженном состоянии образцы хранились в лабораторных условиях при температуре +10оС и влажности воздуха 60—70%. Испытание образцов, изготовленных на клей-пене, производилось в возрасте 8 сут, а образцов на полимерцементном клеевом растворе в возрасте 28 сут.
Испытаниям на сдвиг в плоскости горизонтальных швов подвергались образцы кладки типа А по СТБ EN 1052-3 (рис. 1). Нагружение опытных образцов производилось с помощью лабораторного испытательного пресса П-125. Крайние блоки устанавливались на стальные пластины толщиной 14 мм, которые опирались на плиту пресса через роликовые опоры диаметром 12 мм. Нагрузка передавалась на средний блок через две стальные пластины толщиной 14 мм и расположенные между ними роликовые опоры диаметром 12 мм.
Скорость приложения нагрузки выбиралась такой, чтобы напряжение сдвига, возникающее в плоскости горизонтальных швов, возрастало со скоростью от 0,1 до 0,4 МПа/мин.
Начальная прочность при сдвиге (МПа) рассчитывалась по каждому испытываемому образцу с точностью до 0,01 МПа по формуле (2):
fvOi
F,.
2Ai
(2)
где F¡max — максимальное значение усилия сдвига, Н; Л/ — площадь сечения испытываемого образца кладки параллельно горизонтальным швам, мм2.
Модуль сдвига G и прочность кладки на растяжение /[45 устанавливались по результатам испытаний образцов, подвергнутых сжатию сосредоточенной силой, приложенной под углом 45о к горизонтальным растворным швам (рис. 2).
Опытные образцы кладки нагружались при помощи силовой рамы, снабженной гидравлическим домкра-
Рис. 2. Испытание на диагональное сжатие
Рис. 3. Характер разрушения образцов кладки при сдвиге в плоскости горизонтальных швов: а -уретановой клей-пене; б - на полимерцементном растворе
на поли-
научно-технический и производственный журнал
ЩЛГЗДОШ ® август 2017 33
Модуль сдвига G (МПа) рассчитывался по формуле (7):
<"т
(7)
При действии сдвигающего усилия в плоскости горизонтальных швов разрушение опытных образцов, выполненных на полиуретано-вой клей-пене, произошло в результате сдвига по материалу ячеисто-бетонного блока (рис. 3, а). Среднее
Рис. 4. Характер разрушения образцов кладки при диагональном сжатии: а - на полимер-цементном растворе; б - на полиуретановой клей-пене
том. Во избежание смятия нагружаемых углов последние срезались таким образом, чтобы длина опорной площадки не превышала 1/5 размера меньшей стороны образца. Передача нагрузки на образцы осуществлялась через стальные пластины толщиной 30 мм, уложенные на слой раствора. Помещенные в силовую установку образцы центрировались так, чтобы показания по индикаторам перемещений, расположенных на противоположных гранях образца, были примерно одинаковы. В ходе испытаний усилие возрастало равномерно, при этом скорость нагружения выбиралась такой, чтобы достичь разрушения образца в пределах 15—30 мин от начала приложения нагрузки. После каждого этапа нагружения на протяжении 2±1 мин делалась выдержка для определения приращений деформаций кладки. Приращения деформаций кладки в вертикальном и горизонтальном направлениях устанавливались с помощью индикаторов перемещений часового типа с точностью ±1 • 10-3 мм.
В процессе испытаний регистрировались:
— размеры поперечного сечения испытываемых образцов с точностью до ±1 мм;
— деформации укорочения по вертикали и деформации удлинения по горизонтали на каждом этапе нагру-жения;
— нагрузка, при которой происходило разрушение образца;
— характер разрушения образца.
Растягивающие напряжения f45 (МПа), при которых произошло разрушение опытного образца, рассчитывались по формуле (3):
0 707 Р
/(45,1 —
где РтаХ1 — разрушающая нагрузка (Н); Л^ образца(мм2), определяемая по формуле (4):
(3)
площадь
У/ + И
t■ п
(4)
где м — ширина образца (мм); h — высота образца (мм); , — суммарная толщина образца (мм); п — коэффициент, учитывающий пустотность кладочных элементов (отношение площади ложковой поверхности кладочного элемента без учета пустот (нетто) к общей площади (брутто)).
На каждом этапе нагружения устанавливалась величина максимальных касательных напряжений т (5) и относительных деформаций сдвига у (6):
х = (5)
А, '
АУ+АН 8 '
(6)
где АУ — деформации укорочения по вертикали (мм); АН — деформации удлинения по горизонтали (мм); g — база измерения деформаций (мм).
значение начальной прочности при сдвиге Ло составило 0,23 МПа, характеристическое значение — Л о^=0,18 МПа, что выше значенияЛ 0к=0,065Ль=0,16 МПа, установленного в Еврокоде 6 [3].
Образцы, выполненные на клеевом полимерцемент-ном растворе, разрушились вследствие сдвига по телу растворного шва с разрывом материала блока (рис. 3, б). При этом среднее и характеристическое значения начальной прочности при сдвиге были близкими к значениям Л о и Л 0к кладки на полиуретановой клей-пене.
При нагружении опытных образцов сжимающей сосредоточенной силой, приложенной под углом 45о к горизонтальным растворным швам, разрушение образцов на полиуретановых и полимерцементных швах произошло вследствие раскалывания кладки вдоль сжатой диагонали.
Разрушение кладки на полимерцементных швах носило хрупкий характер, образовавшаяся трещина сразу же получала значительное раскрытие, разделяя образец на две части (рис. 4, а).
В образцах, выполненных на полиуретановых швах, ширина возникающих диагональных трещин была значительно ниже, чем в образце на полимерцементных швах (рис. 4, б). Однако после возникновения диагональной трещины деформативность кладки резко возрастала, и она переставала сопротивляться действию сжимающей нагрузки.
Среднее значение прочности на растяжение под углом 45о к горизонтальным швам Д45 для кладки на по-лиуретановых швах составило 0,18 МПа, а для кладки на полимерцементных швах 0,13 МПа.
На рис. 5 приведены графики деформирования опытных образцов кладки.
Из рис. 5 следует, что кладка из ячеисто-бетонных блоков на полимерцементных швах при диагональном сжатии работала упруго до наступления разрушения. Величина относительных деформаций удлинения кладки е, при нагрузке, близкой к Етах&2Л0-4, а относительных деформаций укорочения ес«5-10-4.
Относительные деформации удлинения и укорочения кладки на полиуретановых швах с увеличением сжимающей нагрузки нарастали нелинейно. Наиболее интенсивное приращение относительных деформаций наблюдалось при нагрузке F>0,5Етах. Максимальные значения ес и е, кладки на полиуретановых швах были примерно в четыре раза выше, чем в кладке на полимер-цементных швах.
На рис. 6 приведены графики зависимости модуля сдвига Gobs от величины касательных напряжений в каменной кладке т^.
Из рис. 6 следует, что модуль сдвига Goьs снижался с ростом касательных напряжений т^. При значениях т0^=1/3ттах для кладки на полиуретановых швах среднее значение Gobs=158 МПа, что составило около 50% от ее модуля упругости Е [1]. Для кладки на полимерцементных швах GObs=0,35Е=250 МПа. Полученные на основании экспериментальных исследований значения модулей сдвига G0bs близки к значению G=0,4Е, которое
F, кН 120
100 80
60
40
20
0
H — ППУ-1 ППУ-2
ППУ-3
ЦП-1
w
-2500 -2000 1500 -1000 -500
0
500 1000 1500
Рис. 5. Графики деформирования образцов кладки при диагональном сжатии: ППУ - образцы на полиуретановых швах; ЦП - образец на поли-мерцементных швах
Gobs, МПа 400
350 300 250 200 150 100 50 0
—■ + — ППУ-1
—Э— ППУ-2
=о= ППУ-3
—*— ЦП-1
Рис. 6. Графики зависимости Gobs от Tobs: ППУ - образцы на полиуретановых швах; ЦП - образец на полимерцементных швах
установлено в нормах [4, 5], а также в техническом свидетельстве [7].
Предельное значение угловых деформаций каменной кладки на полиуретановых швах 9ajm=0,7-10-3 в 1,75 раза превысило значение 9adm=0,4-10 для кладки на полимерцементных швах.
Опытные данные предельных значений углов перекоса для различных видов каменных кладок содержатся в работе [8]. Для кладки из ячеисто-бетонных блоков B2,5 плотностью D500 на тонкослойном клеевом растворе значение Qadm= 0,6-10-3 при модуле сдвига G=359 МПа.
На основании проведенных исследований можно заключить, что разрушение кладки из ячеисто-бетонных блоков D400 прочностью f,=2,5 МПа на однокомпо-
нентной полиуретановой клей-пене при действии сдвигающего усилия в плоскости, параллельной плоскости горизонтальных швов, происходит вследствие сдвига по материалу блока. При этом опытное характеристическое значение начальной прочности кладки при сдвиге fv0k=0,18 МПа оказалось выше значения fv0k=0,16 МПа, установленного в Еврокоде 6.
При величине касательных напряжений в каменной кладке на полиуретановых швах Tobs=1/3imax среднее значения модуля сдвига Gobs=158 МПа, что составляет около 50% от значения секущего модуля упругости E.
Предельное значение угловых деформаций каменной кладки на полиуретановых швах 0adm=0,7-10-3 в 1,75 раза превысило значение Qadm=0,4-10-3 для кладки на полимер-цементных швах.
Список литературы
1. Mann W., Müller H. Bruch kriterien für querkraft beanspruchtes Mauerwerk und ihre Anwendung auf gemauerte Windscheiben // Die Bautechnik. 1973. № 50. P. 421-425.
2. Деркач В.Н., Орлович Р.Б. Прочность каменной кладки на срез по неперевязанным сечениям // Строительство и реконструкция. 2010. № 3. С. 7-13.
3. Деркач В.Н., Орлович Р.Б. Прочность каменной кладки на срез по перевязанным сечениям // Строительство и реконструкция. 2010. № 5. С. 3-7.
4. Eurocode 6: Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten. Teil 1-1: Allgemeine Regeln für bewehrtes und unbewehrtes Mauerwerk: EN 1996-11:2005. Berlin: Deutsches Institut für Normung. 2005. 127 p.
5. Каменные и армокаменные конструкции. Актуализированная редакция СНиП II-22—11: СП 15.13330.2010. М.: ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко: Минрегион России, 2011. 76 с.
6. Standard Test Method for Diagonal Tension (Shear) in Masonry Assemblages ASTM E519—02: ASTM Committee C15. 2003. 5 p.
7. Poliuretanowa Zaprawa Murarska TBM w postaci piany, do cienkich spoin. Aprobata Techniczna ITB AT-15-9365/2014. 14 s.
8. Деркач В.Н. Учет работы каменного заполнения при статическом расчете каркасных зданий // Проблемы современного бетона и железобетона: Сборник науч. тр. РУП «Институт БелНИИС». Минск: Издательский центр БГУ, 2012. Вып. 4. С. 30—39.
References
1. Mann W., Müller H. Bruch kriterien für querkraft beanspruchtes Mauerwerk und ihre Anwendung auf gemauerte Windscheiben. Die Bautechnik. 1973. No. 50, pp. 421—425. (In Germany).
2. Derkach V.N., Orlovich R.B. Durability of a masonry on a shear on not tied up sectional views. Stroitelstvo i rekon-struktsiya. 2010. No. 3, pp. 7—13. (In Russian).
3. Derkach V.N., Orlovich R.B. Durability of a masonry on a shear on tied up sectional views. Stroitelstvo i rekon-struktsiya. 2010. No. 5, pp. 3—7. (In Russian).
4. Eurocode 6: Bemessung und Konstruktion von Mauerwerksbauten. Teil 1—1: Allgemeine Regeln für bewehrtes und unbewehrtes Mauerwerk: EN 1996-11:2005. Berlin: Deutsches Institut für Normung, 2005. 127 p.
5. Kamennyye i armokamennyye konstruktsii. Aktualiziro-vannaya redaktsiya SNiP II-22-11: SP 15.13330.2010 [Stone and reinforced masonry structures. Updated version SNiP II-22-11: SP 15.13330.2010]. Moscow: TsNIISK im. V.A. Kucherenko: Minregion Rossii. 2011. 76 p.
6. Standard Test Method for Diagonal Tension (Shear) in Masonry Assemblages ASTM E519-02: ASTM Committee C15. 2003. 5 p.
7. Poliuretanowa Zaprawa Murarska TBM w postaci piany, do cienkich spoin. Aprobata Techniczna ITB AT-15-9365/2014. 14 s.
8. Derkach V.N. Accounting of filling in wall static calculation frame buildings. Problems of the modern concrete and reinforced concrete: collection of scientific works of RUP "Institute of BELNIIS". Minsk: Izdatel'sky tsentr BGU. 2012. Issue 4, pp. 30-39.
jj. ®
август 2017
35
