CC BY
74Материалы и конструкции
------ЖИЛИЩНОЕ ---
строительство
Научно-технический и производственный журнал
УДК 692.23
М.К. ИЩУК, канд. техн. наук, зав. лабораторией (kamkon@ya.ru)
Центральный научно-исследовательский институт строительных конструкций им. А.В. Кучеренко (ЦНИИСК им. А.В. Кучеренко) (109428, г. Москва, ул. 2-я Институтская, 6)
Вертикальные температурные швы в стенах с лицевым слоем из каменной кладки
Одними из основных причин образования в кладке лицевого слоя наружных многослойных стен трещин являются большие расстояния между вертикальными деформационными швами и отсутствие их на углах стен. На основе анализа дефектов в кладке лицевого слоя, результатов отечественных и зарубежных, исследований, проведенных экспериментальных, численных исследований разработаны методы расчета напряженно-деформированного состояния каменной кладки лицевого слоя наружных стен и усилий в гибких связях. Оптимизация расстояний между вертикальными деформационными швами производится исходя из соблюдения прочности и трещиностойкости кладки лицевого слоя при растяжении по вертикальному сечению и прочности на вырыв расположенных, на углах стен гибких связей. Разработаны конструктивные мероприятия по назначению мест устройства деформационных швов, армированию кладки лицевого слоя, гибким связям и связевым сеткам, устанавливаемым на углах.
Ключевые слова: трехслойные стены с гибкими связями, лицевой слой из кирпичной и каменной кладки, вертикальные деформационные швы, оптимизация расстояний между температурными швами, усилия в гибких связях, температурно-влажностные деформации, связевые сетки, методы расчета многослойных стен, прочность кладки на растяжение, прочность связей на вырыв.
Для цитирования: Ищук М.К. Вертикальные температурные швы в стенах с лицевым слоем из каменной кладки // Жилищное строительство. 2018. № 9. С. 54-59.
M.K. ISHCHUK, Candidate of Science (Engineering), Head of Laboratory (kamkon@ya.ru) Central Research Institute of Building Constructions named after A.V. Kucherenko (TSNIISK named after A.V. Kucherenko) (6, 2-nd Institutskaya Street, Moscow, 109428, Russian Federation)
Vertical Deformation Joints in Walls with a Facing Layer Made of Masonry
One of the main reasons for the formation of cracks in the masonry of the facing layer of external multi-layered walls are large distances between the vertical deformation joints and the lack of them in the corners of the walls. On the basis of the analysis of defects when laying the facing layer, the results of domestic and foreign studies, conducted experimental, computational and theoretical studies, methods for calculating the stress-strain state of the masonry of the facing layer of the external walls and the forces in flexible ties have been developed. Optimization of distances between the vertical deformation joints is made on the basis of compliance with the strength and crack resistance of the masonry of facing layer under tension along the vertical cross-section and pull-out strength of flexible ties located at the corners of the walls. Constructive measures have been developed for the purpose of places of the arrangement of deformation joints, reinforcement of the masonry of the facing layer, flexible ties and bonding grids installed at the corners.
Keywords: three-layered walls with flexible ties, facing layer made of masonry, vertical deformation joints, optimization of distances between temperature joints, forces in flexible ties, temperature-humidity deformations, bonding grids, calculation methods for multi-layered walls, tensile strength of masonry, pull-out strength of ties.
For citation: Ishchuk M.K. Vertical deformation joints in walls with a facing layer made of masonry. Zhilishchnoe Stroitel'stvo [Housing Construction]. 2018. No. 9, pp. 54—59. (In Russian).
Одними из основных причин образования трещин в кладке лицевого слоя наружных многослойных стен (рис. 1) являются большие расстояния между вертикальными деформационными швами и отсутствие их на углах стен.
В работах немецких авторов [1, 2] приводятся результаты расчетов методом конечных элементов (МКЭ) однослойных стен, выполненных кладкой из ячеисто-бетонных блоков. Кладка свешивается на несколько сантиметров с плиты, и на эту толщину торец плиты закрывается эффективным утеплителем (рис. 2, а). В России такая конструкция в большинстве регионов неприемлема в силу необходимости установки утеплителя толщиной 10-20 см. В этой связи утеплитель располагают в отверстиях в плите перекрытия и торец плиты оказывается открытым и подверженным температурным колебаниям (рис. 2, б).
Авторы статьи принимают опирание стены на недефор-мируемое по всем направлениям основание. В работе [1] предельную длину стен без трещин 1К вычисляют по формуле:
/.<-/»( 1- ^ (1) 4 • ges £ • К\1 и,¿5
где Рг.отту - предел прочности кладки при растяжении; Ez,mw - модуль упругости кладки; ges£ - суммарные деформации от усадки и температуры; Аю - высота стены; -Кц - коэффициент, характеризующий граничные условия (при наличии прокладки, снижающей трение, = 0,6, а при ее отсутствии = 1).
В работе [3] анализируются приведенные в рассмотренной выше статье исследования, а также положения нормативных европейских документов. Авторы считают, что
Научно-технический и производственный журнал
Ща1Щ11:1д1Ы1111ПТП 1
Рис. 1. Вертикальные трещины в кладке лицевого слоя
Рис. 2. Наружная стена: а — однослойная с закрытым торцом плиты перекрытия; б — трехслойная с открытым торцом плиты перекрытия; 1 — кладка из крупноформатных керамических камней;
2 — железобетонная плита перекрытия;
3 — утеплитель; 4 — кладка лицевого слоя; 5 — гибкая связь; 6 — горизонтальный деформационный шов
перенос зарубежных решений по устройству деформационных швов без адаптации к российским условиям неприемлем. При этом требуется проведение дополнительных исследований.
В работе [4] продолжены численные исследования трещиностойкости стен из ячеисто-бетонных блоков на действие деформаций усадки кладки. Как и в работе [1], свободные деформации в горизонтальном направлении сдерживались снизу и сверху недеформируемым по всем направлениям перекрытием (рис. 3).
Для определения предельной длины стены 1К без трещин предложено выражение:
h =Pi ■
п су е~р2~сГ
Pi/s
/ |РЗРz.mw+P* \ Pz,mw/
hmw-(p5^+p6) \ &z.mw /
+ -
Z.mw
(2)
rZt
L _ fo,mw
I (-Ez.mw ■ es- V - Oy) ■ r)
-+P*
где е* - деформации усадки кладки; - вертикальные напряжения; V - коэффициент Пуассона; г - коэффициент, характеризующий граничные условия (при полном проскальзывании кладки на опоре г = 1); тЙЯ1 - предельные напряжения сдвига; Рду - предел прочности на сдвиг по шву между кладкой и плитой; /= 1 Н/мм2; р—р8 - параметры, определяемые по табл. 1.
Остальные обозначения аналогичны принятым в выражении (1).
В работе бельгийского автора [5] отмечается, что не существует единообразных правил определения расстояния между деформационными швами, принятых в Национальных приложениях ЕС 6. С научной точки зрения не может быть объяснено, почему расстояние между деформационными швами должно быть разным в соседних странах, таких как Бельгия, Нидерланды и Германия, поскольку климатические условия сопоставимы. Иногда расстояние принимается не более нескольких метров, в то время как для других зданий вертикальные швы располагаются каждые 20 м и более без видимых трещин. В большинстве аналитических и численных исследований, касающихся расстояния между вертикальными деформационными швами,
\2_ г.....1
1 1
Рис. 3. Эпюры напряжений и деформаций в кладке: 1 — эпюра касательных напряжений по шву между кладкой и плитой перекрытия т; 2 — эпюра горизонтальных растягивающих напряжений ах; 3 — деформации усадки е5
Рис. 4. Рекомендуемое расположение вертикальных деформационных швов в зависимости от ориентации относительно частей света: 1 — деформационный шов; 2 — восточный фасад; 3 — северный фасад; 4 — западный фасад; 5 — южный фасад
Таблица 1 Параметры в формуле (2)
Pi 0,17
P2 0,24
Рз 3,4
P4 2,14
Р5 4004
Рб 0,77
Pi 4.5 . 10-5
Р8 0,2
влияние зависящего от времени поведения кладки пренебрега-ется и моделирование основывается на критериях без трещин. Эти предположения приводят к нереалистичным значениям расстояния между деформационными швами. Вместе с тем автором статьи принято также допущение, что стена покоится на недеформируемом по вертикали и горизонтали основании. На основе проведенных численных исследований МКЭ в работах [5, 6] даны следующие рекомендации. Суммарные температурно-влажностные деформации должны быть меньше 60% ширины вертикального деформационного шва во избежание потери устойчивости стен при их расширении. Допускаются небольшие трещины в кладке. Расстояние между вертикальными швами должно быть не менее чем в 1,5 раза больше высоты стены и не превышать 30 м для кладки из керамического кирпича и 20 м из бетонных камней и блоков.
Упомянутые работы наиболее полно отражают уровень зарубежных исследований напряженно-деформированного состояния (НДС) кладки наружных стен при температурно-влажностных воздействиях. При этом исследования не сопровождались экспериментальной проверкой и в лучшем случае ограничивалось получением прочностных и деформационных характеристик небольших фрагментов кладки на отдельные силовые воздействия.
Следует отметить несовершенство расчетных схем, когда принимается, что кладка покоится на плите перекрытия, рассматриваемой в виде недеформируемого основания. В этом случае не учитываются температурные деформации плиты как в плоскости, так и из плоскости стены, некорректно учитывается перераспределение усилий между стенами и перекрытиями. Далее будет показано, что эти деформации плиты перекрытия играют существенную роль.
В работе [7] приведены результаты расчетов МКЭ фрагментов наружных стен на температурные воздействия. Принятые расчетные схемы, методология, терминология и большинство выводов совпадают с приведенными в работах автора, опубликованных ранее в 2006-2008 гг., а также в монографии, в которой были подытожены результаты проведенных исследований (Ищук М.К. Отечественный опыт
3
1
Материалы и конструкции
------ЖИЛИЩНОЕ ---
СТРОИТЕЛЬСТВО
Научно-технический и производственный журнал
возведения зданий с наружными стенами из облегченной кладки. М: РИФ «СТРОЙМАТЕРИАЛЫ», 2009. 360 с.).
В зарубежной практике распространены конструктивные ограничения на расстояние между вертикальными температурными швами [8-10 и др.]. В европейских нормах EN 1996-2:2006 Eurocode 6 [11] приведена таблица с рекомендуемыми максимальными значениями расстояний между вертикальными деформационными швами в неар-мированных ненесущих стенах (табл. 2).
Расстояние от угла стены до первого после него деформационного шва не рекомендуется выполнять более чем половина значений, приведенных в табл. 2. При этом в несущих наружных стенах расстояния между вертикальными швами не регламентированы и предлагается учитывать местный опыт, особенности конструкции перекрытий и ряд других деталей. Такие же требования содержатся и в немецкой редакции документа [12]. При этом для кладки, армированной в соответствии с EN 845-3 [13], расстояния между вертикальными швами не регламентируются.
В работах [14, 15] подчеркивается, что многолетний опыт эксплуатации не всегда подтверждает приведенные в [16, 12] ограничения на расстояния между вертикальными швами. Так, при небольших одно-, двухфамильных зданиях с габаритами в плане от 10 до 12 м можно обойтись вообще без вертикальных швов. Это положение отражено в DIN 1053-1 [17, 18]. Приведенные в табл. 2 предельные величины расстояний применяются независимо от цвета фасада, ориентации по сторонам света, наличия или отсутствия воздушной прослойки.
В работах немецких авторов [15, 19, 20], разъясняющих положения EN 1996-2:2006 Eurocode 6 [11, 15], расстояния между вертикальными швами принимаются в интервале от 10 до 20 м для неармированной кладки из керамического кирпича. В работе [15] даны рекомендуемые предельные величины расстояний между вертикальными деформационными швами в различных странах Европы. Приведенные материалы были систематизированы автором настоящей работы в табл. 2.
В работах [19, 21] говорится о том, что вероятность образования вертикальных трещин в лицевом слое зависит от ориентации фасадов относительно частей света (рис. 4). При этом при назначении мест и расстояний между вертикальными деформационными швами рекомендуется руководствоваться DIN 1053-1 [18].
В ряде регионов с жарким летом, например в южных штатах США, ограничиваются расстояния между вертикальными деформационными швами и их ширина исходя из возможного расширения кладки. В ряде стран выполняется конструктивное армирование кладки.
Особенности проектирования наружных стен в России
В практике российского строительства наружные стены с лицевым слоем из кирпичной кладки выполняются, как правило, трехслойными. Соединение слоев кладки осуществляется стальными гибкими связями или из полимерных композитных материалов. В многоэтажных зданиях опирание кладки лицевого слоя производится на плиты перекрытий с устройством там горизонтальных деформационных швов (рис. 2, б).
В российских нормативных документах толщина кладки лицевого слоя не должна быть менее 120 мм, а рассто-
Таблица 2
Рекомендуемые в странах Европы максимальные расстояния между вертикальными деформационными швами в трехслойных стенах с неармированной кладкой
Расстояния между вертикальными швами 1m, м
Материал Бельгия Норвегия Еврокоды (5.68) По П. Шуберту (Германия)
Керамический кирпич и камни 30 15 12 12-30
Силикатный кирпич и камни 8 10 8 7,5-9
Бетонные камни 8 6 6 12-15
Природный камень - - 12 -
Автоклавный ячеистый бетон 6 8 6 6-8
яние между горизонтальными деформационными швами не должно превышать 3,5 м [22-24]. В европейских нормах толщина кирпичной кладки лицевого слоя, обычно, не превышает 115 мм, а зачастую и 80-90 мм. Расстояние между горизонтальными швами, как правило, составляет два-три этажа. Таким образом, конструкция стен в России при прочих равных условиях оказывается более надежной. Необходимость в этом объясняется более суровым климатом и в ряде случаев более низким качеством строительства. В дальнейшем при получении экспериментальных данных возможно проектирование по СП [22, 23] для кладки толщиной 90-120 мм. Меньшая толщина может быть допущена только для двухслойных стен, а также вентфасадов с подсистемой, обеспечивающей устойчивость кладки от опрокидывания.
Назначение расстояний между вертикальными температурными швами
В проекте первой редакции изменений к СП 15.13330.2012 предложена следующая откорректированная на основе проводимых исследований [25, 26 и др.] таблица назначения расстояний между вертикальными температурными швами (табл. 3).
Расстояния между швами назначаются по изменению температуры воздуха с момента замыкания конструкции в теплое время года и температуры воздуха в холодное время года, принимаемые по СП 20.13330 «Нагрузки и воздействия» [27].
В целях оптимизации расхода арматуры на армирование кладки лицевого слоя, устройства гибких связей, мест расположения и расстояний между вертикальными деформационными швами назначение последних возможно провести на основании расчетов стен на температурно-влаж-ностные воздействия.
В работах [28-31 и др.] приведены методы определения расстояний между вертикальными температурными швами в наружных стенах из массивной кладки. Для тонкого лицевого слоя расстояния между температурными швами могут назначаться из соблюдения следующих условий:
- проверки неармированной кладки на возможность образования вертикальных трещин;
- непревышения предельно допустимых значений ширины раскрытия трещины;
- непревышения прочности связей и их анкерных узлов на растяжение.
Научно-технический и производственный журнал
-------ЖИЛИЩНОЕ ---
СТРОИТЕЛЬСТВО
Таблица 3
Назначения расстояний между вертикальными температурными швами
Изменение температуры Дс °С по СП 20.13330 Максимальные значения расстояний между вертикальными деформационными швами в лицевом (наружном) слое кладки наружных стен, м
Форма участка стены из керамического кирпича, керамических и природных камней Форма участка стены из силикатного кирпича, бетонных, ячеисто-бетонных камней
Прямолинейная L-образная Прямолинейная L-образная
80 6 3 4,2 2,1
60 8,4 4,3 5,9 2,4
40 10,8 5,4 7,6 3,8
Примечания: 1. Расстояния между вертикальными деформационными швами назначены для случая конструктивного армирования кладки и установки гибких связей и угловых связевых сеток и расстояния между горизонтальными деформационными швами не более 3,5 м. 2. В случае дополнительного армирования кладки расстояния между вертикальными швами назначаются по результатам расчета. 3. Расстояния между вертикальными швами приведены в настоящей таблице для лицевого слоя толщиной 12 см. При толщине лицевого слоя 19-25 см эти значения принимаются с коэффициентом 1,5; при толщине более 25 см - по таблице 33 [22] как для массивной кладки. 4. Изменение температуры Д/с определяют в соответствии с приложением Б [22] с коэффициентом надежности по нагрузке уг = 1 при допущении трещин с шириной раскрытия до 0,5 мм в местах концентрации напряжений. В остальных случаях принимается уг = 1,1 и приведенные в таблице значения умножают на коэффициент условий работы усг = 0,8.
Расчет по образованию трещин производится при коэффициенте надежности по температурной нагрузке у- = 1. Горизонтальные усилия N в лицевом слое определяются по формуле:
N = а,. • А., (3)
где а,- - горизонтальные растягивающие напряжения на ,-м по высоте участке лицевого слоя, определяемые численными методами либо по инженерной методике, где принято, что напряжения распределены по высоте по треугольной эпюре [27].
Проверка неармированной кладки на возможность образования вертикальных трещин производится из условия:
N < (у. • Я,) • А1, (4)
где Я - расчетное сопротивление кладки растяжению по перевязанному сечению; у. - коэффициент условий работы кладки при расчете на растяжение по второй группе предельных состояний, назначаемый равным 1,5 для зданий с предполагаемым сроком службы 100 лет, 2 - со сроком службы 50 лет и 3 - со сроком службы 25 лет.
На основе проведенных экспериментальных и численных исследований получена формула для определения максимальных значений горизонтальных растягивающих напряжений в лицевом слое, возникающих в основании стены от температурно-влажностных воздействий:
а, = - • L - х2] • у, МПа, (5)
где х1 = 0,0005 МПа/(м-°С); х2 = 0,0008 МПа/оС; т1 = -х3 • Х4 • Х5 • X,; Х3 = 1 для кладки из керамического кирпича и х3 = 1,3 для кладки из силикатного кирпича, бетонных камней; х4 = 1 при Д/плит = 0оС; 1,1 при А/плит = 5оС и 1,25 при Д/Плит = 10оС и выше, учитывающий влияние температуры замыкания и температуры плиты перекрытия в эксплуатационный период Д/^; х5 = 1,4 для кладки из керамического кирпича и х5 = 1,1 для кладки из силикатного кирпича и бетонных камней, учитывающий возможность концентрации растягивающих напряжений на опоре вблизи соединяющих торцевую часть плиты с внутренней железобетонных ребер; х = 114 МПа-1оС; L - расчетная длина стен, определяемая по формуле:
L = 4 + Ly,
(6)
где Lx и Ly - длины стен от угла до деформационного шва; у, = Д4 • а;клад • Екла,; а;клад - коэффициент линейного (темпе-
ратурного) расширения кладки; Еклад - модуль деформаций кладки с учетом ползучести; Д?расч - расчетная температура кладки:
АС
: At„ + с
(7)
где Д4 - разность температуры при замыкании конструкции в теплое время и температуры воздуха в холодное время, определяемые по СП «Нагрузки и воздействия». Для кладки из силикатного кирпича:
t„
' ^sh / at,c
(8)
где е!к - деформации усадки кладки, принимаемые равными 0,00015; я;,СШШкат - коэффициент линейного расширения кладки из силикатного кирпича.
Температурному расширению кладки лицевого слоя препятствуют расположенные на углах связи. Усилия в связях зависят от длины стены между деформационными швами и от угла стены до швов. Назначение расчетной суммарной длины производится для Г-образных фрагментов с внешним углом с двумя температурными швами для связей, расположенных соответственно вдоль осей X и Y по следующим формулам:
Lx,pacq Lx + P1 ^ Ly / L;
L
Х,расч J-'x
'y ,расч Ly + P i Lx / Ly,
(9) (10)
где Lx и Ly - длина стены от угла до деформационного шва соответственно по осям X и У.
Усилия в связях определяются по формуле:
Nx = (d • Lx,pac + e) • P2 • вз • Atw
(11)
где коэффициенты принимают следующие значения: d = 0,0076 кН/м, е = 0,0072 кН при Lх и Ly >0,42 м; d = 0,0008 кН/м, е = 0,0019 кН при Lх или Ly<0,42 м; в1 = 0,25 м; в2 = 1оС-1 при кладке лицевого слоя из керамического кирпича и камней и р2 = 1,5оС-1 при кладке лицевого слоя из силикатного, бетонного кирпича и камней; р3 = 1 для стальных связей; р3 = 0,5 для связей из полимерных композитных материалов; Д1№ - расчетный перепад температуры, определяемый для теплого времени года с учетом солнечной радиации, оС.
При отсутствии на углах стен вертикальных деформационных швов кладка лицевого слоя и в ряде случаев внутреннего должна армироваться Г-образными стальными сварны-
Материалы и конструкции
------ЖИЛИЩНОЕ ---
СТРОИТЕЛЬСТВО
Научно-технический и производственный журнал
ми сетками. В этом случае расположенные на углах гибкие связи работают совместно с продольными стержнями сеток.
Подбор сечений расположенных на углу связей и продольных стержней Г-образных связевых сеток при отсутствии там вертикального деформационного шва производится по результатам расчетов на растяжение от суммарного усилия от температурно-влажностных воздействий и ветровой нагрузки. При наличии деформационного шва расчет с учетом температурно-влажностных воздействий производится только для той стены, в лицевом слое которой отсутствует деформационный шов.
Расчет на растяжение расположенных на углу гибких связей и продольных стержней Г-образных связевых сеток производят из условия:
N < mc • Ycs c • Rs c • As,c + Ycs • Rs,m • As,m, (13)
где Ns - суммарное горизонтальное растягивающее усилие в связях и продольных стержнях Г-образных сеток того же направления, расположенных на углу стены на участке высотой на один этаж, от температурно-влажностных воздействий при расчетном перепаде температуры для теплого времени и от ветровой нагрузки; mc - коэффициент условий работы связей, зависящий от неравномерности включения в работу отдельных связей, зависящий от конструкции связи, наличия или отсутствия предварительного натяжения связей; при отсутствии данных принимается mc = 0,5.
Для связей из полимерных композитных материалов коэффициент mc учитывает снижение несущей способности связей по сравнению со стальными по следующим причинам: более высокой неравномерности включения связей в работу, снижения несущей способности узла анкеровки после термического воздействия и ряда других факторов.
As,c, Asm - суммарная площадь сечения соответственно связей и продольных стержней связевых сеток; Rsc, Rsm - расчетное сопротивление растяжению соответственно связей и продольных стержней связевых сеток; ycs>c, ycs - понижающие коэффициенты условий работы соответственно связей и продольных стержней связевых сеток, определяемые по [22].
Прочность анкерного узла связи проверяют по формуле:
Ns < mc • Nt,a + Ycs • Rsm • Asm. (14)
При незначительных ветровых нагрузках максимальные расстояния назначаются из соблюдения непревышения прочности кладки на растяжение по перевязанному сечению и прочности гибких связей и Г-образных связевых сеток на углах стен.
Отметим что при назначении мест расположения вертикальных швов рекомендуется придерживаться следующих правил:
- рекомендуется разбивка вертикальными швами стен на прямолинейные фрагменты, Z-образные фрагменты не допускаются;
- швы располагаются на углах, в местах пересечений стен, перепадах высот, вблизи проемов;
- при разбивке Z-образных фрагментов шов назначается в наиболее длинной стене в месте пересечения со средней стеной фрагмента.
Оптимальным является устройство вертикального шва на расстоянии 12 см от угла, однако из конструктивных соображений расстояние до угла будет не менее 25 см.
При значительных ветровых нагрузках, прогибах перекрытий и других опорных элементов, неравномерных деформациях каркаса, осадках фундаментов усилия в связях и кладке в соответствующие формулы подставляется суммарное горизонтальное растягивающее усилие N:
N = N(t) + N(w) + N(e), (15)
где N(t) - горизонтальное растягивающее усилие от темпе-ратурно-влажностных воздействий; N(w) - горизонтальное растягивающее усилие от ветровой нагрузки; N(e) - горизонтальное растягивающее усилие от неравномерных деформаций каркаса, осадок фундаментов. Выводы.
1. Расстояния между вертикальными температурными швами могут назначаться по табл. 3 в зависимости от расчетной температуры наружного воздуха либо из соблюдения условий прочности кладки лицевого слоя и расположенных на углах стен гибких связях и связевых сеток на растяжение.
2. Независимо от результатов расчета должны соблюдаться рекомендации по выбору мест расположения деформационных швов.
Список литературы / References
1. Schubert P., Caballero Gonzalez A., Hannawald J. Rißfreie Wandlänge von tragenden, senkrecht zu den Lagerfugen belasteten Mauerwerkwänden aus Porenbetonsteinen. Aachen. Institut für Bauforschung. 1999. Forschungsbericht. 595 s.
2. Schubert P. Vermeiden von schädlichen Rissen in Mauerwerk Bauteilen. Mauerwerk-Kalender. 1996, pp. 621-651.
3. Орлович Р.Б., Зимин С.С., Рубцов Н.М. О расположении вертикальных деформационных швов в каменной облицовке наружных стен каркасно-монолитных зданий // Государственный университет - учебно-научно-производственный комплекс. 2014. № 3 (53). С. 15-20.
3. Orlovich R.B., Zimin S.S., Rubtsov N.M. On the location of vertical expansion joints in the masonry of the outer walls of frame-monolithic buildings. State University - educational-scientific-production complex. 2014. No. 3 (53), pp. 15-20. (In Russian).
4. Brameshuber W., Schubert P., Schmidt U., Hannawald J. Rißfreie Wandlänge von Porenbeton-Mauerwerk. Mauerwerk. 2006. No. 10. Part 4, pp. 132-139.
5. Martens D.R.W. New approach for spacing of movement joints in reinforced and unreinforced masonry veneer walls Part 1 (Neue Bemessungsmethode für die Abstände von Dehnungsfugen in bewehrten und unbewehrten Verblendmauerwerksschalen Teil 1: Unbewehrtes Mauerwerk). Mauerwerk. 2016. Vol. 20. Part 4, pp. 461-468. DOI: https:// doi.org/10.1002/dama.201600701
6. Martens D.R.W. New method for determining spacing of movement joints in solid unreinforced veneer walls. IBMAC: 16th International Brick and Block Masonry Conference. Padova, Italy. 26-30 June 2016, pp. 255-262. DOI: 10.1201/ b21889-32.
7. Пономарев О.И., Горбунов А.М., Григорьев Д.С. Напряженно-деформированное состояние энергоэффективной трехслойной кладки при температурных деформациях. Строительная теплофизика и энергоэффективное проектирование ограждающих конструкций зданий // Сборник
Научно-технический и производственный журнал
трудов II Всероссийской научно-технической конференции. Санкт-Петербург. 10-11 декабря 2009. С. 112-115.
7. Ponomarev O.I., Gorbunov A.M., Grigor'ev D.S. Stress-strain state of energy-efficient three-layer masonry under temperature deformations. Building Thermophysics and Energy-Efficient Design of Building Enclosures. Proceedings of the II All-Russian Scientific and Technical Conference. St. Petersburg. 10-11 December 2009, pp. 112-115. (In Russian).
8. Brick veneer concrete masonry unit backing. Best practice guide building technology. Canada Mortgage and Housing Corporation. 2001. 304 p. http://tboake.com/guides/brick_ cb.pdf (Date of access 06.12.16).
9. Designing for movement in brickwork. Brick Development Association: London 2016, p. 13. http://brick.org.uk/admin/ resources/d-designing-for-movement-in-brickwork.pdf (Date of access 06.12.16).
10. Accommodating Expansion of Brickwork. Technical Notes 18A. Brick Industry Association p. 11. http://www.gobrick. com/docs/default-source/read-research-documents/ technicalnotes/18a-accommodating-expansion-of-brickwork. pdf?sfvrsn=0 (Date of access 06.12.16).
11. EN 1996-2:2006 Eurocode 6. Design of masonry structures. Part 2: Design considerations, selection of materials and execution of masonry. 37 p.
12. DIN EN 1996-2:2006-03 (D) Bemessung und Konstruktion von Mauerweksbauten - Teil 2 / Planung, Auswahl der Baustoffe und Ausführung von Mauerwerk. Deuttsche Fassung EN 1996-2:2006. 30 s.
13. EN 845-3 Specification for ancillary components for masonry / Bed joint reinforcement of steel meshwork. 34 p.
14. Altaha N. Zweischaliges Ziegelverblendmauerwerk. // Stand der Technik Mauerwerk. 2011 Vol. 15. Heft 4, pp. 214-222.
15. Altaha N. Verblendmauerwerk. Planung und Ausführung. 2012. 45 s.
16. DIN 1053/1990 Teil 1. Rezeptmauerwerk. Berechnung und Ausführung. 863 p.
17. Gränzer M., Irmschler H.-J., Kirtschig K., Mann W., Oppermann B., Schellbach G., Schießl P. Kommentar zu DIN 1053 Teil 1, Teil 3. Beuth-Kommentare. Mauerwerk. Rezeptmauerwerk. Bewehrtes Mauerwerk. Ausgaben Februar 1990. Hrsg. Berlin 1990.
18. DIN 1053-1. Mauerwerk. Teil 1: Berechnung und Ausführung. 32 p.
19. Figge D. Ausführung von zweischaligem Mauerwerk. ZiegelZentrum NordWest e. Vol. 46. DOI: https://doi.org/10.1002/ dama.200900443
20. Oswald R., Schubert P. Praxistipps für die Ausführung von Mauerwerk Mit Erläuterungen zu DIN EN 1996 (Eurocode 6). Herausgeber: Zentralverband des Deutschen Baugewerbes Deutsche Gesellschaft für Mauerwerks- und Wohnungsbau e.V. 2013. 55 S.
21. Schubert P. Zweischalige Außenwände - Ausführung der Außenschale Verblendschale. Mauerwerk. 2003. Heft 6, 202-204 S.
22. СП 15.13330.2012 Каменные и армокаменные конструкции. М.: Минрегион России, 2013. 86 с.
22. Code of Regulations 15.13330.2012 Masonry and reinforced masonry structures. Moscow: Ministry of Regional Development of Russia.2013. 86 p. (In Russian).
23. СП 327.13255800.2017 Стены наружные с лицевым кирпичным слоем. Правила проектирования, эксплуатации и ремонта. М.: Минрегион России, 2017. 37 с.
23. Code of Regulations 327.13255800.2017 External walls with a facial brick layer. The rules of design, operation and repair. Moscow: Ministry of Regional Development of Russia. 2017. 37 p. (In Russian).
24. СТО 36554501-013-2008 Методы расчета лицевого слоя из кирпичной кладки наружных облегченных стен с учетом температурно-влажностных воздействий. М.: ФГУП «НИЦ «Строительство», 2008. 19 с.
24. Standard of organization 36554501-013-2008 Methods for calculating the face layer from the brickwork of external lightweight walls with allowance for temperature and humidity effects. Moscow: FGUP NIC Stroitel'stvo. 2008. 19 p. (In Russian).
25. Ищук М.К. Исследование напряженно-деформированного состояния кладки лицевого слоя наружных стен с гибкими связями при температурно-влажностных воздействиях // Строительная механика и расчет сооружений. 2018. № 1. С. 72-76.
25. Ishchuk M.K. Investigation of the stress-strain state of the laying of the face layer of external walls with flexible connections at temperature-humidity influences. Stroitel'naya mekhanika i raschet sooruzhenii. 2018. No. 1, pp. 72-76. (In Russian).
26. Ищук М.К. Учет совместной работы кирпичной кладки лицевого слоя наружных стен и плиты перекрытия // Промышленное и гражданское строительство. 2018. № 6. С. 30-36.
26. Ishchuk M.K. Accounting for the joint work of the brickwork of the face layer of the outer walls and the slab. Promyshlennoe i grazhdanskoe stroitel'stvo. 2018. No. 6, pp. 30-36. (In Russian).
27. СП 20.13330.2016 Нагрузки и воздействия. М.: Минрегион России, 2017. 104 с.
27. Code of Regulations 20.13330.2016 Loads and effects. Moscow: Ministry of Regional Development of Russia. 2017. 104 p. (In Russian).
28. Шапиро Г.И., Коровкин В.С. К вопросу о напряженно-деформированном состоянии жилых и общественных зданий при температурных воздействиях // Промышленное и гражданское строительство. 2008. № 12. С. 5-8.
28. Shapiro G.I., Korovkin V.S. On the issue of the stress-strain state of residential and public buildings under temperature influences. Promyshlennoe i grazhdanskoe stroitel'stvo. 2008. No. 12, pp. 5-8. (In Russian).
29. Пособие по проектированию каменных и армокаменных конструкций» к СНиП П-22-81 / ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко. М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1987. 152 с.
29. Manual on the design of masonry and reinforced-masonry structures to SNiP P-22-81 / TsNIISK named after V.A. Kuche-renko. Moscow: TsITP Gosstroy USSR. 1987. 152 p. (In Russian).
30. Емельянов А.А., Вишняков Ю.В., Сидько И.Н. Рекомендации по расчету конструкций крупнопанельных зданий на температурно-влажностные воздействия. ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко, ЛенЗНИИЭП. 1983. 138 с.
30. Emel'yanov A.A., Vishnyakov Yu.V., Sid'ko I.N. Recommendations for the calculation of large-panel buildings for temperature and humidity. TsNIISK named after V.A Kuche-renko, LenZNIIEP. 1983. 138 s. (In Russian).
31. Designing for movement in brickwork. Brick Development Association: London 2016, p. 14. http://brick.org.uk/admin/ resources/d-designing-for-movement-in-brickwork.pdf (Date of access 06.12.16).
