Рекомендуемые нормами [1] и отдельными стандартами [2, 3] применяемые на практике методы ее расчета разрознены по форме и существу, противоречивы и несовершенны. Даже по самому главному фактору – расчетному сопротивлению кладки при сжатии R в официальных документах [1, 2, 3] единства их количественной оценки нет.Так, если для камней различной прочности на сжатие классов от В 1,5 до В 15 на растворах марок от М 25 до М 100 расчетное сопротивление кладки R по Стандартам [2, 3] в среднем на 15-20 % больше, чем по нормам [1], то по сравнению с результатами, получаемыми по известной зависимости проф. Л И. Онищика [4], на которой основаны нормы [1], такие превышения являются более значительными (50–75 %).Существенное снижение расчетных сопротивлений кладки R из таких камней по зависимости проф. Л.И. Онищика [4].   RH=AR11- aб + R2 /  2R1.h ,           (1) где R1  и R2  – сопротивление сжатию, соответственно, камня и  раствора, а коэффициент конструктивного качества камня определяется по еще одной эмпирической зависимости: A = 100+ R1100 m + n R1   ,                    (2)  можно объяснить неточностью большого количества эмпирических коэффициентов (а ; б ; h  ; m и n  ) ,  поскольку в годы ее создания массового производства ячеистобетонных камней автоклавного изготовления не было, но занижение расчетных сопротивлений кладки  по нормативной методике [1] по сравнению с данными стандартов [2, 3] объяснить трудно.Если по нормативной методике [1] центрально сжатая кладка в действительности есть и ее расчеты осуществляются по простой и хороша знакомой для пользователей, короткой формуле:  N≤  mg. φ.A. R ,                           (3) где  mg  – коэффициент, учитывающий влияние нагрузки  Ng  и определяемый по зависимости     mg =1-hNgNn 1+ 1.2 e0gh ,            (4) при e0g  =0 , а индексы  φ и A  обозначают, соответственно, коэффициент продольного изгиба и площадь поперечного сечения элемента , то по стандартам [2, 3] такого нагружения и  деформирования кладки из ячеистобетонных камней  нет и она всегда работает в условиях внецентренного сжатия.При этом, расчетные формулы стандартов [2, 3] кардинально и по форме и по существу отличаются от расчетной зависимости норм [1] для внецентренно сжатой кладки. Так, по стандарту [2]  прочность кладки из ячеистобетонных камней при внецентренном сжатии от вертикальных нагрузок и изгибающих моментов определяется по формуле: N≤R. γb2.γb9 .γb11.γc.mg.φ1. b.h.1- 2. e0h,   (5) Где индексы обозначают, γb2  -коэф. условий работы, учитывающий длительность действия нагрузки и равный 0,85; γb9  -коэф. условий работы для неармированных конструкций и равный 0,9; γb11  -коэф. условий работы, учитывающий влажность камней более 25 %  и равный 0,85 ;  γc  -масштабный коэф. для столбов и простенков площадью сечения менее 0,3 м2  за вычетом длины площадок для опирания перемычек и равный 0,8; b – ширина простенка ( за вычетом длины площадок для опирания перемычек) и h – толщина стены.В зависимости (5) коэффициент продольного изгиба элемента при внецентренном сжатии определяется по формуле:     φ1= φ+ φs2  ,                        (6) где φ – такой же коэф. для всего сечения в плоскости действия изгиба ; φs – аналогичный коэф. но только для сжатой части этого сечения; е0 – сумма случайного (0,02 м) и моментного (M/Nn) эксцентриситетов, где  M – изгибающий момент от перекрытия и ветровой нагрузки, а N - сумма всех вертикальных нагрузок. По Стандарту [3] такая формула для определения прочности кладки при внецентренном сжатии содержит такие же многочисленные эмпирические коэффициенты и отличается от аналогичной зависимости Стандарта [2] только заменой простого сомножителя в скобках на другой сомножитель в сложные формы с отрицательным показателем степени  N= R. γb2.γb9 .γb11.γc.mg.φ1. b.h. 12bh2+6e0h+1-0,5,   (7) Однако, по существу зависимость (7) существенно отличается от расчетных формул норм [1] и Стандарта [2], поскольку высота сжатой части поперечного сечении здесь равняется  hс=1,5h-2 е0 . Но это небольшое изменение коренным образом изменяет физическую сторону рассматриваемoro явления. Если нормативная методика [1] и Стандарт [2] в сжатой зоне принимают прямоугольную эпюру сжатия и  наделяют ячеистый бетон свойствами упруго-пластичности, то Стандарт  [3] уже рассматривает другой материал, а именно  упругий с треугольной эпюрой сжатия в предельном состоянии.Стандарты [2, 3] вообще не учитывают влияние краевого эффекта на повышение сопротивления материала при внецентренном сжатии , которое в нормативной методике [1] отражается сомножителем ω  , повышающим  несущую способность элемента до 45 %.       N≤  mg.φ1.R.Ac.ω   ,                      (8) Но в отличие от нормативной методики [1], Стандарты [2,3] дают расчетные формулы сопротивления внецентренному  сжатию армированной кладки из ячеистобетонных камней  путем замены расчетного сопротивления неармированной кладки R  на Rsk , определяемого по зависимости:       Rsk      = R+2μs Rsw   100  ,                 (9) где μs=VsVk *100  – процент объемного армирования, а Vs  и Vk  – соответственно, объемы арматурных сеток и кладки. При этом максимальное значение  Rsk   ограничивается величиной 1,24R, a процент косвенного армирования-значением 0,3 %. Этот подход Стандартов [2,3] является чисто эмпирическим в связи отсутствием соответствующего теоретического решения, но и отличается от нормативного [1] отсутствием учета влияния величины относительного эксцентриситета при назначении сопротивления  Rsk , который присущ  нормативной методике [1] при расчете кладки из камней высотой до 150 мм при внецентренном сжатии.Такой диссонанс в теории работы и методиках расчета, действующих официальных нормативных материалах, вносит неразбериху в дальнейшее исследования, проектирование и применение конструкций из эффективного ячеистого бетона. Да и в отличие от СНиП и нормативной методики [1] Стандарты [2, 3] обозначают элементы из ячеистого бетона высотой 200–300 мм не камнями, а блоками.Анализируя аналитические решения опубликованных в последнее время работ других исследований [5, 6, 7], где изучали сопротивление и работу неармированных и армированных кладок из ячеистобетонных камней при сжатии, следует отметить, что в них не поднимались вопросы теоретического решения сопротивления кладок из таких материалов, а лишь осуществлялись попытки нахождения других уточняющих эмпирических коэффициентов для общеизвестных формул проф. Л.П. Онищика [4] и нормативной методики [1]. Однако добиться более общих и более точных коэффициентов для этих решений пока не удалось.На основании вышеизложенного необходимо отметить, что состояние теории сопротивления и методики расчета кладки из эффективных ячеистобетонных элементов при сжатии оставляет желать много лучшего и возможно лишь на основании других физически обоснованных теоретических решений и предпосылок.