Основний зміст роботи

У вступі обгрунтована актуальність, наукова новизна та практична цінність роботи, подана її загальна характеристика.

У першому розділі проведено аналіз праць, які присвячені характеру роботи й методам розрахунку кам’яної кладки, впливу різних факторів на її міцність і тріщиностійкість.

Сучасні уявлення про напружено-деформований стан кам’яної кладки при стиску пов’язані, у першу чергу, з роботами професорів Л.І. Онищика, С. В. Полякова і їх шкіл, а також з працями Г. Н. Брусенцова, П. Ф. Вахненка, А. Н. Воронова, Г. А. Генієва, Н. Ф. Давидова, О. М. Донченка, І. А. Дьогтева, В. Л. Камейка, В.І. Коноводченка, А.Є. Копейка, І.Т. Котова, Н.І. Кравчені, М.М. Кручиніна, М. Я. Пильдиша, Н. А. Попова, С. А. Семенцова, Л.М. Фомиці, А.А. Шишкіна та інших.

Складний НДС кам’яної кладки не дозволяє застосувати існуючі теорії міцності, тому практично всі дослідники на основі результатів оброблення великої кількості експериментальних даних отримали тільки емпіричні залежності міцності кладки.

Більшість із них ураховують найбільш впливові фактори (міцнісні характеристики каменя і розчину, вид і висоту каменя), від яких залежить опір кладки. Але існуючі залежності міцності кладки мають частковий характер, добре відповідають окремим видам кладок та матеріалів і були отримані у дослідженнях над ними. Найбільш вдалими із них є відомі емпіричні залежності професора Л.І. Онищика, які добре відображають особливості роботи кладки із каменю і розчину, що мали найбільше застосування у 30−50 роки минулого століття. Дані залежності покладені в основу сучасних норм і дозволяють одержувати точні результати для традиційних кладок на розчинах середньої міцності.

Поява нових видів матеріалів (каменю і розчину), збільшення їх міцнісних характеристик, застосування індустріальних методів виготовлення кладки показали, що залежності професора Л.І. Онищика не можуть врахувати всі вищезазначені особливості.

Існуючі методи розрахунку багатошарових стін не враховують також вплив кроку гнучких в’язей за висотою стіни на стійкість окремих шарів при позацентровому стисненні.

Проведено аналіз конструктивних рішень багатошарових кам’яних стін із жорсткими й гнучкими в’язями. Найбільш доцільним конструктивним рішенням з умов енергозбереження є тришарові стіни з ефективним утеплювачем і гнучкими в’язями. Порівняно з тришаровими стінами із жорсткими в’язями конструктивним недоліком яких є місток холоду в тришарових стінах із гнучкими в’язями теплопровідність в’язей зменшується у 3−4 рази.

Аналіз існуючих методів розрахунку багатошарових кам’яних стін за діючими нормами дозволив сформулювати завдання даної роботи.

У другому розділі описана методика виготовлення експериментальних зразків, проведення експерименту та дослідження фізико-механічних властивостей використаних матеріалів. Розроблені і виготовлені дослідні зразки тришарових цегляних простінків із жорсткими й гнучкими в’язями, а також одношарові цегляні простінки та цегляні стовпи.

Детально вивчені основні механічні властивості різних видів цегли при простому напруженому стані (стиск, згин), дійсні значення яких прийняті для розрахунку кладки в цілому.

Відповідно до плану експерименту було виготовлено два типи багатошарових дослідних зразків у вигляді простінків із розмірами перерізу 38 103 см і висотою H=140 см та один тип одношарових простінків із розмірами перерізу 25 103 см і висотою H=140 см.

Висота поперечного перерізу h=38 см багатошарових простінків складалася з двох цегляних шарів по 12 см і повітряного прошарку, що становив 14 см. Окремі цегляні шари з'єднувались між собою двома способами: жорсткими в’язями у вигляді вертикальних поперечних рядів цегли (відстань між осями вертикальних діафрагм становила l =91 см 120 см) — це зразки типу «А»; гнучкими в’язями з металевих стрижнів (сумарна площа на 1 м² поверхні стінки становила S=1,96, 1,57, 1,18 см²) — це зразки типу «Б».

Зразки типу «А» мали три серії, що відрізнялися одна від одної ексцентриситетом прикладання зовнішнього навантаження, а зразки трьох серій типу «Б» — розміщенням металевих стрижнів. Гнучкі в’язі розташовували через 3, 4, 5 рядів цегли за висотою і через 25 см за довжиною простінка.

Також виготовлені дослідні зразки у вигляді стовпів із цегли марок: М50; М75; М125. Експериментальні стовпчики, викладені із марки цегли М50, мали розміри перерізу 2525 см і висоти 78(H) см, а також — 3838 см та 120,5(H) см. Стовпчики викладені із цегли марки М75, М125 мали розміри перерізу 2525 см і висоти 79(H) см.

При кожному приготуванні розчину для цегляної кладки виготовлялися три контрольних куби з довжиною ребра 70,7+0,7 мм, випробування яких проводили одночасно з випробуванням зразків.

На кожному зразку встановлювались дві групи вимірювальних приладів: перша для вимірювання вертикальних та горизонтальних деформацій в окремих шарах багатошарової стінки і жорстких цегляних в’язях, а друга — для вимірювання відхилень осі окремих шарів від початкового (попереднього) положення.

До першої групи приладів уходили індикатори годинникового типу 2МИГ із ціною поділки 0,002 мм і типу ИЧ-10 із ціною поділки 0,01 мм, а до другої групи — прогиноміри типу 6ПАО — ЛИСИ з ціною поділки 0,01 мм.

Деформації гнучких арматурних в’язей вимірювалися за допомогою тензорезисторів і автоматичного електричного вимірювача деформацій типу АИД-4 (ціна поділки при роботі в одиницях відносних деформацій — 110^-5; загальний діапазон вимірювань у відносних одиницях деформацій становить 110^-2).

Розрахункова схема експериментальних цегляних простінків із жорсткими в’язями наведена на рис. 1, а з гнучкими в’язями представлена на рис. 2. Побудова розрахункових схем простінків відбувалася з урахуванням характеру випробування цегляних зразків (нижня опора зразка мала шарнірно-нерухому опору, а верхня — шарнірно-рухому опору).

ПА-0 ПА-3 ПА-6.

Рис. 1. Розрахункова схема багатошарових простінків із жорсткими в’язями

ПБ-6−3 ПБ-6−4 ПБ-6−5.

Рис. 2. Розрахункові схеми багатошарових простінків із гнучкими в’язями

Третій розділ дисертаційної роботи присвячений аналізу результатів експериментальних досліджень багатошарових цегляних простінків та цегляних стовпів.

Значення зусиль при появі перших тріщин і руйнуванні наведені для цегляних простінків та цегляних стовпів у табл. 1 і 2.

Таблиця 1.

Результати випробування цегляних простінків.

Межа міцності цегляної кладки експериментальних стовпів перевищує нормативне значення у 1,52.2,61 разу. За рівності початкових ексцентриситетів несуча здатність багатошарових простінків залежить від виду й розміщення в’язей. Із зменшенням кроку (s) гнучких в’язей по висоті простінка несуча здатність цегляної кладки помітно збільшується. Таким чином, використання методики норм для розрахунку багатошарових кам’яних стін із гнучкими в’язями веде до заниження їх реальної несучої здатності залежно від кроку металевих в’язей.

Межа тріщиноутворення становить (0,52.0,59)N_u, (0,72.0,87)N_u, (0,55.0,82)N_u відповідно для стін із жорсткими та гнучкими в’язями і цегляних стовпів.

Таблиця 2.

Результати випробування цегляних стовпчиків.

Відносні деформації цегляної кладки експериментальних стовпів при короткочасному навантаженні відповідають значенням діючих норм. Відносні деформації цегляних шарів простінка за даними вимірювальних приладів одинакові по всій висоті зразка. Залежність відносних деформацій цегляної кладки від рівня навантаження.

За допомогою прогиномірів експериментально були отримані відхилення осі окремих шарів тришарових стін, а в одношаровій стінці - окремих граней від початкового положення до моменту руйнування дослідних зразків. Відхилення осі окремих стінок у багатошарових простінках залежало від ексцентриситету прикладання навантаження та виду в’язей.

Прийняті в діючих нормах передумови розрахунку коефіцієнтів поздовжнього згину для тришарових стін із гнучкими в’язями не підтверджуються експериментальними даними.

Значення деформацій в арматурних гнучких в’язях мали розбіжність 5.10%. Напруження в арматурі при досягненні руйнівного навантаження у простінкові становило 0,3.0,5 умовної межі текучості.

У четвертому розділі розглядається розрахунок багатошарових кам’яних стін на міцність.

Розрахункова модель тришарової кам’яної стіни з гнучкими в’язями (див. рис. 1,2.) для визначення зусиль і деформацій у нормальному перерізі та параметрів поздовжнього згину відповідає дійсній роботі окремих цегляних шарів, зв’язаних між собою сталевими стрижнями.

У результаті аналізу експериментальних і теоретичних досліджень уточнена формула знаходження конструктивного коефіцієнта А, що враховується при визначенні міцності кам’яної кладки при дії короткочасного стискаючого навантаження:

.

Для тришарових стін із жорсткими в’язями при позацентровому навантаженні запропоновано методику знаходження стисненої зони двотаврового перерізу. Щоб урахувати вплив розтягнутих оточуючих ділянок кладки навколо стиснутої зони перерізу на міцність позацентрово стисненої кладки (рис. 9) пропонується вичисляти коефіцієнт за формулою:

.

де, А — розрахункова площа перерізу при позацентровому стисненні; А_с — площа стисненої частини перерізу.

а б в Рис. 9. Визначення розрахункових площ перерізу тришарових кам’яних стін при позацентровому навантаженні

На основі експериментальних і теоретичних досліджень запропоновано для тришарових стін із гнучкими в’язями обчислювати коефіцієнт згину за умовною товщиною:

.

де h_і — товщина розрахункового шару, м; а_і — відстань між серединою всього перерізу і центром ваги розрахункового шару, м; s — крок гнучких в’язей за висотою стінки, м; H — висота стінки, м. Ця заміна дозволить ураховувати вплив різного кроку в’язей (s) за висотою стіни на стійкість окремих шарів.

Розроблено методику розрахунку багатошарових кам’яних стін при центральному і позацентровому навантаженні, яка базується на передумовах розрахунку суцільної стіни. Алгоритм розрахунку наведений на рис. 10.

Рис. 10. Алгоритм розрахунку багатошарових стін за розробленими пропозиціями

При збільшені поверховості будівлі з тришаровими стінами потрібно визначати значення граничної допустимої різниці абсолютних деформацій конструктивних шарів _u

_u=₁ — ₂ ,.

де ₁, ₂— абсолютні деформації стиснення конструктивних шарів.

З аналізу експериментальних отриманих даних і теоретичних розрахунків багатошарових кам’яних стін значення граничної допустимої різниці абсолютних деформацій _u наведено до 5 поверхів у табл.3.

Таблиця 3.

Значення граничної допустимої різниці абсолютних деформацій _u конструктивних кам’яних шарів.