CC BY
117
ВЕСТНИК 7/2016
проектирование и конструирование
строительных систем. проблемы механики в строительстве
УДК 624.012.3
И.Н. Старишко
ВоГУ
РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ ВЛИЯНИЯ ОСНОВНЫХ ФАКТОРОВ НА НЕСУЩУЮ СПОСОБНОСТЬ ПО НАКЛОННЫМ СЕЧЕНИЯМ В ИЗГИБАЕМЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ БАЛКАХ ПРЯМОУГОЛЬНОГО И ТАВРОВОГО ПРОФИЛЯ
Изложены результаты экспериментальных исследований влияния на несущую способность по наклонным сечениям следующих факторов: величины относительного расстояния от опоры до линии действия нагрузки (пролета среза) в зависимости от количества поперечной арматуры и формы поперечного сечения элементов; размеров свесов сжатых полок в балках таврового профиля; величины предварительного напряжения продольной арматуры. Приведены виды разрушения по наклонным сечениям балок таврового профиля.
Ключевые слова: несущая способность, наклонные сечения, изгибаемые элементы
Для совершенствования модели для расчета прочности изгибаемых железобетонных элементов прямоугольного и таврового профиля по наклонным сечениям необходимо экспериментально установить долю влияния каждого из многочисленных факторов на несущую способность исследуемых элементов.
Влияние длины пролета среза с на несущую способность изгибаемых железобетонных элементов по наклонным сечениям — это не что иное, как влияние изгибающих моментов и поперечных сил от действия внешних нагрузок, т.е. с = М^. При этом во всех действующих ранее [1, 2], а также в текущих [3, 4] нормативных документах при определении значения с влияние изгибающего момента от внешних нагрузок совсем не учитывается. в действующих в настоящее время нормативных документах [3, 4] влияние длины пролета среза с (в [3] обозначено через а) при определении поперечной силы, воспринимаемой бетоном сжатой зоны над вершиной наклонной трещины, заменено длиной проекции наклонной трещины с0 (в [3] обозначено через с — формула (8.57), рис. 8.6). Значение с0 в предельном состоянии элемента определяется из условия dQswЪ|dc = 0. Однако опытными результатами установлено, что между значениями с и с0 часто наблюдаются большие расхождения, которые при определении с0 не учитываются. К тому же многочисленные экспериментальные исследования показали, что в балках прямоугольного профиля с увеличением пролета среза с несущая способность по наклонным сечениям снижается значительно интенсивнее по сравнению с аналогичными балками таврового профиля (табл. 1). Поэтому использование балок таврового профиля в кон-
струкциях, подверженных действию подвижных временных нагрузок с непрерывным изменением значений пролета среза (балки мостов, подкрановые балки и т.д.), является существенным преимуществом по сравнению с балками прямоугольного профиля. Этот факт не отражен в нормативных документах.
Как показывают опыты, влияние поперечной арматуры на несущую способность балок по наклонным сечениям существенно зависит не только от длины проекции наклонной трещины с но и длины пролета среза с, формы поперечного сечения (балки прямоугольного или таврового профиля), величины предварительного напряжения продольной арматуры, ширины ребра в поперечном сечении обычных и предварительно напряженных элементов таврового профиля и других факторов, которые (кроме значений с0 ) в действующих нормативных документах не учитываются. Приведенные в данной статье результаты экспериментальных исследований (табл. 2) показали, что в балках таврового профиля со средними относительными размерами ребра в поперечном сечении Ь^ = 10 см/30 см = 0,33 при длине пролета среза с > 3^ свесы сжатых полок могут существенно повысить их несущую способность по наклонным сечениям. Так, в указанных выше балках таврового профиля с толстыми короткими свесами сжатых полок, при отношении размеров ребра b/h = 0,33 и отношении ширины свесов к их толщине Ьсв/И' = 5 см/10 см = 0,5, свесы сжатых полок повысили несущую способность балок таврового профиля по наклонным сечениям до 1,71 раза в сравнении с аналогичными балками прямоугольного профиля.
как показывают опыты, с увеличением длины пролета среза (изгибающих моментов) влияние свесов сжатых полок на несущую способность по наклонным сечениям повышается, т.е. с увеличением длины пролета среза в изгибаемых железобетонных балках таврового профиля происходит постепенное увеличение влияния размеров свесов сжатых полок на их несущую способность по наклонным сечениям до значений указанного влияния свесов, как в балках таврового профиля, которые разрушаются по нормальным сечениям.
В последних экспериментальных исследованиях автора (табл. 3) установлено, что в балках таврового профиля с тонкими ребрами в поперечном сечении (b/h = 6 см/31 см = 0,19) без поперечной арматуры и предварительного напряжения в нижней продольной арматуре свесы сжатых полок повышали несущую способность по наклонным сечениям до 1,32 раза, в аналогичных же, предварительно напряженных балках — до 1,617 раза. В балках таврового профиля с наличием поперечной арматуры при средних значениях предварительного напряжения нижней продольной арматуры, а также в аналогичных балках без предварительного напряжения арматуры, свесы сжатых полок повышали их несущую способность по наклонным сечениям от 1,6 до 2 раз, что, как отмечено выше, не учитывается в действующих нормативных документах.
В результате изложенных выше факторов возникает необходимость в совершенствовании существующей методики расчета несущей способности изгибаемых железобетонных элементов по наклонным сечениям.
В СНиП 2.03.01—84* влияние свесов сжатых полок на несущую способность изгибаемых железобетонных элементов по наклонным сечениям принято на основании экспериментальных исследований, в частности исследований
ВЕСТНИК
проведенных П. Игнатавичусом [5], в которых, к сожалению, не рассматривались балки таврового профиля без поперечной арматуры, а также предварительно напряженные балки.
Для развития выводов экспериментальных и теоретических исследований, изложенных в [5], автором статьи дополнительно построены графики (рис. 1), из которых наглядно видно, что в изгибаемых железобетонных элементах с увеличением длины пролета среза несущая способность по наклонным сечениям снижается в зависимости от количества поперечной арматуры, формы поперечного сечения и других факторов. Для большей наглядности влияния выше указанных факторов в процессе дополнительной обработки результатов экспериментальных исследований, изложенных в [5], автор статьи свел необходимые данные в табл. 1 и 2. По результатам анализа дополнительных исследований установлены следующие факты.
Рис. 1. Влияние относительного пролета среза на несущую способность по наклонным сечениям в зависимости от поперечного армирования и от размера свесов сжатых полок
Влияние длины пролета среза на несущую способность по наклонным сечениям изгибаемых железобетонных элементов (табл. 1). В табл. 1 влияние длины пролета среза представлено через отношение несущей способности балок с малыми пролетами среза (с = 1,5А0) к несущей способности аналогичных балок со средними и большими пролетами среза (с = и с = 4h0) при различных количестве поперечной арматуры и геометрических характеристиках балок. Геометрические характеристики исследуемых балок приведены на рис. 1 и в табл. 1 и 2.
Табл. 1. Влияние относительного расстояния от опоры до линии действия нагрузки (пролета среза) на несущую способность изгибаемых железобетонных балок по наклонным сечениям в зависимости от процента поперечного армирования (по горизонтали) и от формы поперечного сечения (по вертикали)
№ схем поперечного сечения балок Схемы поперечного сечения балок Коэффициенты опытных отношений поперечных сил при 1,5А0 к поперечным силам при с = ЗЛ„ Коэффициенты опытных отношений поперечных сил при с = 1,5Л0 к поперечным силам при с -
Количество гюпорочЕюн армату ры [1„, %
0 0.167 0.25 0.5 0 0.167 0.25 0.5
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Г ¥ 30 КМ-339 70 = ] «7 201 ¿=166 45 70 ^ = 2,43 75' 2°7'S 20
ЭТ,5> 125 102,5* '
2 L й- Й МО i!I-u4 147,5 212 - - =1,63 130*
J so 'ii = l,44 97,5 127,5 163 КО ^ = 1.62 112,5 227 ----- =1,51 150,5
4 io4= Й! 120 180 10Я.5 105 =1,61 127,5 ^=1,42 155*
Примечание: цифры отмеченные (*) обозначают, что балка разрушилась по нормальным сечениям; значения поперечных сил приведены в килоньютонах (кН).
Как видно из табл. 1, наибольшему влиянию длины пролета среза на несущую способность по наклонным сечениям подвержены балки прямоугольного профиля без поперечной арматуры (ц^ = 0 %), где с увеличением пролета среза от с = 1,5^ до с = 4h0 несущая способность уменьшилась в 2,44 раза (110 кН/45 кН, см. табл. 1, схема поперечного сечения 1, столбец 7). С увеличением количества поперечной арматуры от ц^ = 0,167 % до ц^ = 0,5 % (см. табл. 1, схема поперечного сечения 1) влияние длины пролета среза в пределах от с = 1,5^ до с = 3h0 на несущую способность по наклонным сечениям балок прямоугольного профиля уменьшилось в 1,44 раза (2,39/1,66).
В балках таврового профиля (см. табл. 1) влияние длины пролета среза на несущую способность по наклонным сечениям значительно меньше по сравнению с аналогичными балками прямоугольного профиля. При этом аналогично балкам прямоугольного профиля в балках таврового профиля с увеличением количества поперечной арматуры влияние длины пролета среза на несущую способность по наклонным сечениям также уменьшается.
Так, в балках таврового профиля с небольшими относительными размерами свесов сжатых полок (Ьсв/^ = 5см/5см = 1) при таком же увеличении количества поперечной арматуры, как и в балках прямоугольного профиля (от ц^ = 0,167 % до ц^ = 0,5 %), влияние длины пролета среза в пределах от с = 1,5h0 до с = 3h0 на несущую способность по наклонным сечениям уменьшилось в 1,14 раза (1,64/1,44, см. табл. 1, схема поперечного сечения 2), что значительно меньше, чем в аналогичных балках прямоугольного профиля. С дальнейшим увеличением ширины свесов сжатых полок Ьсв при постоянной их толщине ^ при увеличении количества поперечной арматуры в тех же пределах, как и в балках прямоугольного профиля, влияние длины пролета среза на несущую способность элементов по наклонным сечениям продолжает уменьшаться (см. табл. 1, сравните схемы поперечного сечения 3 и 2).
При этом, как видно из табл. 1 (схема поперечного сечения 3), в балках таврового профиля с широкими свесами сжатых полок (Ьсв/= 20 см/5 см = 4) с увеличением количества поперечной арматуры от ц^ = 0,167 % до ц^ = 0,5 % влияние длины пролета среза в пределах от с = 1,5^ до с = 3h0 на несущую их способность по наклонным сечениям уменьшилось незначительно — всего лишь в 1,036 раза (1,44/1,39, см. табл. 1, схема поперечного сечения 3, столбцы 4 и 6).
таким образом, в балках таврового профиля с увеличением ширины свесов сжатых полок, при постоянной их толщине, увеличение количества поперечной арматуры от ц^ = 0,167 % до ц^ = 0,5 % ведет к незначительному снижению влияния длины пролета среза на несущую способность балок по наклонным сечениям.
В балках таврового профиля с увеличением толщины свесов сжатых полок при постоянной их ширине увеличение количества поперечной арматуры наиболее существенно уменьшает влияние длины пролета среза на несущую способность по наклонным сечениям (см. табл. 1, сравните балки со схемами поперечного сечения 4 и 2, где в балках с толстыми свесами сжатых полок (схема поперечного сечения 4) увеличение количества поперечной арматуры в пределах от ц^ = 0,167 % до ц^ = 0,5 % снижает влияние длины пролета среза на несущую их способность по наклонным сечениям в 1,28 раза (1,56/1,22), а в аналогичных балках с тонкими свесами сжатых полок, как отмечено выше, всего лишь в 1,14 раза (1,64/1,44, см. табл. 1, схема поперечного сечения 2).
В балках таврового профиля при постоянном количестве поперечной арматуры (см. табл. 1) свесы сжатых полок существенно снижают влияние длины пролета среза (изгибающий момент) на несущую способность по наклонным сечениям по сравнению с балками прямоугольного профиля. так, в балке таврового профиля с небольшими свесами сжатых полок (Ьсв// = 5 см/5 см = 1) при количестве поперечной арматуры ц = 0,167 % влиян ие длины пролета среза в пределах от с = 1,5^ до с = 3^ снизило несущую способность по наклонным сечениям в 1,64 раза, что значительно меньше, чем в аналогичных балках прямоугольного профиля, где влияние длины пролета среза снизило несущую способность по наклонным сечениям в 2,39 раза. При этом свесы сжатых полок снизили влияние длины пролета среза на несущую способность по наклонным сечениям балок таврового профиля по сравнению с балками прямоугольного профиля в 1,45 раза (2,39/1,64).
В балках таврового профиля при небольшом количестве поперечной арматуры (ц^ = 0,167 %, см. табл. 1, столбец 4) влияние длины пролета среза на несущую способность по наклонным сечениям уменьшается более интенсивно с увеличением ширины свесов сжатых полок при постоянной их толщине (в 1,14 раза, т.е. 1,64/1,44) по сравнению с балками, в которых предусмотрено только увеличение толщины свесов при постоянной их ширине (в 1,05 раза, т.е. 1,64/1,56).
Однако в аналогичных балках таврового профиля с увеличением количества поперечной арматуры (ц^ = 0,5 %, см. табл. 1, столбец 6) происходит обратное явление: влияние длины пролета среза на несущую способность по наклонным сечениям уменьшается более интенсивно с увеличением толщины свесов сжатых полок при постоянной их ширине (в 1,18 раза, т.е. 1,44/1,22) по сравнению с аналогичными балками, в которых предусмотрено только увеличение ширины свесов при постоянной их толщине (в 1,036 раза, т.е. 1,44/1,39).
Таким образом, данные табл. 1 показывают, что в балках таврового профиля, чем больше толщина свесов сжатых полок при постоянной их ширине и чем больше количество поперечной арматуры, тем меньше влияние пролета среза (изгибающего момента) на несущую их способность по наклонным сечениям.
Анализ данных проведенных исследований (см. табл. 1) показал, что наименьшее влияние длины пролета среза на несущую способность по наклонным сечениям (всего лишь 1,22 раза) наблюдается в балке таврового профиля с толстыми свесами сжатых полок (Ьсв// = 5 см/10 см = 0,5, см. табл. 1, схема поперечного сечения 4, столбец 6) и с большим количеством поперечной арматуры, принятой в данном эксперименте (ц^ = 0,5 %).
отсюда можно сделать следующие выводы:
• наибольшее влияние длины пролета среза, т.е. изгибающего момента, снижающее несущую способность изгибаемых железобетонных элементов по наклонным сечениям (см. табл. 1), происходит в балках прямоугольного профиля без поперечной арматуры или с малым ее количеством (ц^ = 0,167 %);
• увеличение количества поперечной арматуры более интенсивно снижает влияние длины пролета среза на несущую способность изгибаемых железобетонных элементов по наклонным сечениям в балках прямоугольного профиля по сравнению с аналогичными балками таврового профиля;
• так как в изгибаемых железобетонных балках таврового профиля за счет работы свесов сжатых полок влияние длины пролета среза (т.е. изгибающих моментов) на несущую способность по наклонным сечениям значительно меньше по сравнению с балками прямоугольного профиля, то эффективность применения балок таврового профиля оказывается более высокой по сравнению с балками прямоугольного профиля. Особенно это касается балок мостов, подкрановых балок промышленных зданий и других конструкций, воспринимающих нагрузки с постоянно изменяющимися значениями величины пролета среза;
ВЕСТНИК
• наименьшее влияние длины пролета среза (т.е. изгибающего момента) на несущую способность изгибаемых железобетонных элементов по наклонным сечениям происходит в балках таврового профиля с увеличением толщины свесов сжатых полок при небольшой их ширине с одновременным увеличением количества поперечной арматуры. В приведенных опытах балка с относительной шириной свесов сжатых полок Ьсв/= 5 см/10 см = 0,5 и количеством поперечной арматуры ц = 0,5 % является наиболее эффективной, так как увеличение пролета среза от с = 1,5h0 до с = 3h0 снизило ее несущую способность по наклонным сечениям всего лишь в 1,22 раза (см. табл. 1, схема поперечного сечения 4, столбец 6).
Влияние размеров свесов сжатых полок на несущую способность по наклонным сечениям изгибаемых железобетонных элементов таврового профиля (табл. 2 и 3). Экспериментальные исследования показали, что в изгибаемых железобетонных балках таврового профиля без предварительного напряжения продольной арматуры влияние размеров свесов сжатых полок на несущую их способность по наклонным сечениям зависит от многих факторов, в т.ч. от количества поперечной арматуры, длины пролета среза, толщины ребра в поперечном сечении балок (см. табл. 2, где приведены параметры балок таврового профиля, которые имеют обычную относительную толщину ребра b/h = 10 см/30 см = 0,33, в сравнении с данными табл. 3, где приведены параметры балок, которые имеют малую относительную толщину ребра Ь^ = 6 см/31 см = 0,19).
Табл. 2. Влияние свесов сжатых полок на несущую способность изгибаемых железобетонных балок по наклонным сечениям (по вертикали) в зависимости от величины пролета среза и процента поперечного армирования (по горизонтали)
№ схем поперечного сечшия
балок
Схемы поперечного сечения балок
Расстояние от опоры до линии действия нагр\~ зкн (пролет среза)
с13 1,5Л0 с " ЗЬ0 Й-Ч
Количество поперечной арматуры %
Отношение несущей способности балок таврового профиля по схемам 2, 3, 4 )
к несушей способности балок прямоугольного профиля по схеме I ,) (О™1 )1(0"" )
0 [>.|Л7 0.25 0.5 0 0.167 0.25 аз || 0.167 0.25 0.5
>1 110 167,! ИМ 207.! » 97.!* 12! 45 1015*
гаН
180 212 110 147.5 90 102 130'
2 4 ¡л 167,5 1.0" 207,5 =1,02 7,1 =1,57 125 = 1.1! 70 -1,29 75* -1,36 102,5* =1,27
, 50 у*. 140 182,5 227 97*5 70 = 1,39 127,5 163 КО 112,5 150
3 <4 Га 167,5 ^>.84 182,5 =1,0 207,5 = 1,09 97,5* -1,3! 125 =1 10 70 =1.14 75' =1,5 102,5* = 1,47
£ 187,5 205 220 120 180 108,5 127,5 155*
4 5 £8 167,5 =1.12 182,5 -1,12 207,5 "1.0й 70 -1.11 125 -1.44 70 -1.55 75* -1.7 102,5* = 1.51
Примечания. 1. Цифры отмеченные (*) обозначают, что балка разрушилась по нормальным сечениям. 2. Значения поперечных сил приведены в килоньютонах (кН).
Табл. 3. Влияние свесов сжатых полок и количества поперечной арматуры на несущую способность изгибаемых железобетонных балок по наклонным сечениям
I losiepa балок Схвма попер ечно-го сече- НИЛ балок Ветчина прелБаршель-HOTO напряжения в продольной арматуре Наличие поперечной арматуры Разруша ющая нагрузка кН Отношение сг^ипс и ра^шающей нагрузки Салок таврового трофкпя к ра^ушающей нагрузке анатогич и:: х балок прямоугольного профиля (влияние свесов сжатых полок на несущую способность балок по наклонным сечеюгям) Отнопгенне опытной р эзрушаюшей нагрузки балок с поперечной арматурой к разрушающей пагрузкеаш-логкчных балок без поперечной ар мату р ы (влияние количества попер ечнон арматуры на несущую способность балок по надетойныы се-чешим) Отношение опытной разрушающей нагрузки тредварн-тельно налряжеш1ых балок к разрушающей нагрузке алало-птчных бачок без предварительного напряжения{влняние величины презрительного напряжения предельной арматуры па несущую способность бачок по тгаклонным сечениям)
1 2 3 4 5 6 7
Б-1 1 Без предварите ль ного напряжения >3 о Ь §Ё 0 с й " 7-и С. 43 & S S 1 90
Б-2 т 100,6 100,6*90=1,118
Б-3 119 119*90=1322
Б-4 1 Среднее предварите ль нов напряжение 95,8 95,8*90-1,064
Б-5 1 132 132/95,8=1,378 132*100,6=1,312
Б-fi ~г 154,9 154,9*95,8=1,617 154,»119=1,302
Б-7 1 Сильное предварите ль ное напряжение 87 87/90=Q 9666
Б-8 т 113,5 113,5/87=1,304 113,5/100,6=1,128
Б-9 "Т" 121 121/87=1,39 121/119=1,017
Б-10 i предварите ль ноге напряжения S о КЕ "> С II г « и „-с", с CQ 0 Ю "" = 1« Ü М s 55 ¿ 1 8. I & я 3 о, се 132,5 1325/90=1,472
Б-11 т М5,8 245, &Ч 32,5=1,855 245,8/100,6=2,44
Б-12 267,5 261,5/] 32,5=2,0)9 267,5/119=2,248
Б-13 1 Среднее предвар ите ль ное напряжение 178,3 178,3/95,8-1,861 178,3/132,5-1,3457
Б-14 т 329 329/178,3=1,845 329*132=2,492 329*245,5=1,338
Б-15 288,1 288,1/178,3=1,616 288,1/154,9=1,86 288,1/267,5=1,077
Б-16 1 Сильное предвар ine ль нос напряжение 150 15(У87-1,724 150/132,5=1,132
Б-17 т 203 203/150=1,353 203/113,5=1,788 203/245.8=4825
Б-18 Т* 207,1 207,1/150=1,38 207,1/121=1,712 207,1/267,5=0,774
Б-19 1 Без предварите ль ного напряжения 2 О >= II 1и Ü.É" s Ifi « Д й В* а & w р s CL 137,1 137,1/90=1,523
Б-20 т 260 260/137,1=1,896 260*100,6=2584
Б-21 ~г 237,3 237,3/137,1 = 1,730 237,3/119=1,994
Б-22 1 Среднее предварите ль ное напряжение 140 140/95,8=1,461 14(У137,1=1,021
Б-23 т 230,8 230,8/140=1,649 230,8/132=1,748 23а ^260=0887
Б-24 260 260/140=1,857 260*154,9=1,678 260/237,3=1,095
Б-25 1 Сильное предварите ль ное напряжение 150 15^87-1,724 150/137,1-1,094
Б-26 т 200 200/150=1,333 20»1] 13,5=1,762 20 №260=0,7 692
Б-27 278 278*150=1,853 278*121=2,297 278/237,3=1,1715
Влияние размеров свесов сжатых полок на несущую способность балок по наклонным сечениям в табл. 2 и 3 выражено через отношение несущей способности балок таврового профиля к несущей способности аналогичных балок прямоугольного профиля.
Из анализа данных табл. 2 видно, что наименьшее влияние свесов сжатых полок на несущую способность по наклонным сечениям происходит в балках таврового профиля с малыми пролетами среза (с = 1,5А0). При этом в некоторых балках таврового профиля с широкими свесами сжатых полок (Ьсв/^ = = 20 см/5 см = 4) и малыми пролетами среза (с = 1,5^ и с = 2^), а также с малым количеством поперечной арматуры (ц = 0,167 %) несущая способность
по наклонным сечениям оказалась меньше несущей способности аналогичных балок прямоугольного профиля (см. табл. 2, схема поперечного сечения 3).
В балках таврового профиля с увеличением длины пролета среза с происходило снижение их несущей способности по наклонным сечениям, однако влияние свесов сжатых полок на несущую способность указанных балок существенно повысилось (см. табл. 2, схемы поперечного сечения 2, 3 и 4).
Этим объясняется тот факт, что в балках таврового профиля влияние длины пролета среза на несущую способность по наклонным сечениям значительно меньше по сравнению с балками прямоугольного профиля.
С увеличением толщины свесов сжатых полок при постоянной их ширине несущая способность балок по наклонным сечениям возрастает. Так, в балке с малыми пролетами среза (с = 1,5^) и количестве поперечной арматуры ц^ = 0,167 % при отношении Ьсв/ = 5 см/5 см = 1 свесы сжатых полок повысили несущую способность балки таврового профиля в 1,07 раза больше по сравнению с аналогичной балкой прямоугольного профиля (см. табл. 2, схема поперечного сечения 2).
При увеличении толщины свесов сжатых полок Н до отношения к\ I Ьсв = = 10 см/5 см = 2 несущая способность балки таврового профиля, как указано выше, оказалась в 1,12 раза больше по сравнению с аналогичной балкой прямоугольного профиля (см. табл. 2, схема поперечного сечения 4).
С увеличением длины пролета среза влияние свесов сжатых полок на несущую способность балок по наклонным сечениям возрастает. Так, в балке таврового профиля с пролетом среза с = 3h0 и количеством поперечной арматуры ц^ = 0,167 % при небольших размерах свесов сжатых полок (к\ / Ьсв = = 5 см/5 см = 1) несущая способность по наклонным сечениям оказалась в 1,57 раза больше по сравнению с балкой прямоугольного профиля (см. табл. 2, схема поперечного сечения 2). В аналогичной же балке таврового профиля с малым значением длины пролета среза с = 1,5 ^ свесы сжатых полок повысили ее несущую способность по наклонным сечениям, как отмечено выше, всего лишь в 1,07 раза по сравнению с балкой прямоугольного профиля.
В балке таврового профиля с пролетом среза с = 3^ и количеством поперечной арматуры ц^ = 0,167 % толстые короткие свесы сжатых полок (к \ [ Ьсв = = 10 см/5 см = 2) повысили ее несущую способность по наклонным сечениям в 1,71 раза по сравнению с балкой прямоугольного профиля. В аналогичной же балке таврового профиля с малым значением длины пролета среза с = 1,5 h0 свесы сжатых полок повысили несущую способность по наклонным сечениям, как отмечено выше, всего лишь в 1,12 раза по сравнению с балкой прямоугольного профиля.
Таким образом, наиболее существенное повышение несущей способности балок таврового профиля по наклонным сечениям за счет работы свесов сжатых полок происходит в балках с короткими толстыми свесами с увеличением длины пролета среза (см. табл. 2, схема поперечного сечения 4).
Примечание. Результаты опытов, приведенные в табл. 1 и 2 для балок с длиной пролета среза с = 4h , не могут быть приняты для каких-то выводов или замечаний в качестве достоверных, так как большая часть указанных балок (отмеченных в таблицах звездочками) разрушилась не по наклонным, а по нормальным сечениям.
Для проверки приведенных выше результатов исследований, а также данных, заложенных в СНиП 2.03.01-84* [3], а впоследствии и в СП 63.13330.2012 [1], автором статьи проведены экспериментальные исследования большого числа самостоятельно изготовленных и испытанных балок прямоугольного и таврового профиля, часть результатов которых приведена в табл. 3.
Балки прямоугольного и таврового профиля высотой сечения h = 310 мм и тонкой шириной ребра Ь = 60 мм (0,19^ имели в нижней зоне уширения, предназначенные для расположения продольной напрягаемой (а в некоторых балках ненапрягаемой) арматуры, а также для обеспечения их устойчивости в процессе испытаний. Средняя ширина сжатых полок в балках таврового профиля составляла Ь' = 290 мм, большая ширина сжатых полок составляла Ь' = 520 мм (масштабные модели балок пролетных строений мостов).
Продольная арматура как в напрягаемых, так и в ненапрягаемых балках — 3012 А-У. Прочность бетона в среднем составляла 35 МПа.
Указанные балки, параметры которых приведены в табл. 3, были изготовлены без поперечной арматуры (ц = 0 %) и с наличием поперечной арматуры при ее процентном содержании ц^ = 1,3 % (205 Вр - I, расположенной с шагом = 5 см) и ц^ = 1,9 % (206 А — III, расположенной также с шагом = 5 см). Балки таврового профиля имели среднюю и большую ширину свесов сжатых полок Ьсв= 115 мм (2,58^.) и Ьсв = 230 мм (5,52^.), соответственно, где — приведенная толщина свесов сжатых полок, которая составляет 44,57 мм при ширине свесов Ьсв = 115 мм, и = 41,67 мм при ширине свесов Ьсв = 230 мм.
На основании данных табл. 3 установлено, что в балках без поперечной арматуры и без предварительного напряжения нижней продольной арматуры свесы сжатых полок повысили несущую способность по наклонным сечениям при средней их ширине, равной 2,58 И., в 1,118 раза, а при большой ширине свесов, равной 5,52 , — в 1,322 раза (балки Б-2 и Б-3). В предварительно напряженных балках без поперечной арматуры и со средними значениями предварительного напряжения нижней продольной арматуры свесы сжатых полок повысили несущую способность по наклонным сечениям при средней их ширине, равной 2,58 , — в 1,378 раза, а при большой ширине свесов, равной 5,52 , — в 1,617 раза (балки Б-5 и Б-6), что больше по сравнению с влиянием свесов сжатых полок на несущую способность по наклонным сечениям в балках без предварительного напряжения. В предварительно напряженных балках без поперечной арматуры с сильным предварительным напряжением нижней продольной арматуры свесы сжатых полок повысили несущую способность по наклонным сечениям при средней их ширине в 1,304 раза, при большой ширине — в 1,39 раза (балки Б-8 и Б-9), что несколько меньше по сравнению с балками со средними значениями предварительного напряжения продольной арматуры.
В балках с наличием поперечной арматуры (205 Вр - 1, установленной с шагом 5 = 5 см) без предварительного напряжения нижней продольной арматуры свесы сжатых полок повысили их несущую способность по наклонным сечениям при средней их ширине — в 1,855 раза, при большой ширине в 2,019 раза (балки Б-11 и Б-12), что значительно больше по сравнению с аналогичными балками без поперечной арматуры.
В предварительно напряженных балках с наличием поперечной арматуры со средним значением предварительного напряжения нижней продольной арматуры свесы сжатых полок повысили их несущую способность по наклонным сечениям при средней их ширине в 1,845 раза, при большой ширине в 1,616 раза (балки Б-14 и Б-15), т.е. незначительно меньше по сравнению с аналогичными балками без предварительного напряжения нижней продольной арматуры.
В предварительно напряженных балках с сильным предварительным напряжением нижней продольной арматуры и при наличии поперечной арматуры аналогично балкам без поперечной арматуры влияние свесов сжатых полок повысило несущую способность по наклонным сечениям соответственно в 1,353 раза в балке с малой шириной свесов (балка Б-17) и в 1,38 раза в балке с широкими свесами сжатых полок (балка Б-18), что значительно меньше по сравнению с балками со средними значениями предварительного напряжения арматуры.
Влияние свесов сжатых полок на несущую способность по наклонным сечениям в балках таврового профиля с незначительным увеличением количества поперечной арматуры (206 А-111, расположенной с шагом 5 = 5 см — балки от Б-19 до Б-27) было аналогичным описанным выше балкам от Б-10 до Б-18 с поперечной арматурой 205 Вр - 1, расположенной с шагом 5 = 5 см.
Влияние предварительного напряжения продольной арматуры на несущую способность по наклонным сечениям в балках прямоугольного и таврового профиля. На основании данных табл. 3 установлено, что в балках прямоугольного и таврового профиля при малой толщине ребра (Ь = 0,19^ предварительное напряжение нижней продольной арматуры повысило несущую способность по наклонным сечениям до 1,34 раза (максимум), что значительно меньше по сравнению с аналогичными балками при увеличении толщины ребра [6]. В экспериментальных исследованиях [6, рис. 3.29] показано, что в балках прямоугольного профиля при ширине поперечного сечения Ь = 0^ предварительное напряжение продольной арматуры повысило несущую способность по наклонным сечениям в балках с количеством поперечной арматуры ц^= 0,38 % в пределах до 1,27 раза (180,3 кН/141,25 кН) по сравнению с балками без предварительного напряжения арматуры. В аналогичных же балках без поперечной арматуры предварительное напряжение повысило несущую способность балок по наклонным сечениям в пределах до 2,67 раза (153 кН/57,21 кН). Таким образом, обеспечение несущей способности балок по наклонным сечениям возможно только за счет влияния предварительного напряжения нижней продольной арматуры при минимальном (конструктивном) количестве поперечной арматуры, используя при этом элементы с большой шириной поперечного сечения, как это сделано, например, в многопустотных железобетонных плитах перекрытия и т.д.
Характерные виды разрушения по наклонным сечениям балок таврового профиля при отсутствии поперечной арматуры и при ее наличии (рис. 2 и 3). В балке Б-3 без поперечной арматуры и без предварительного напряжения продольной арматуры первые нормальные к продольной оси трещины появи-
лись в зоне чистого изгиба при нагрузке 34,3 кИ. Первые наклонные трещины появились в зоне действия поперечных сил вблизи линии действия нагрузки, равной 40 кн. С дальнейшим увеличением нагрузки после образования нескольких нормальных и наклонных к продольной оси трещин в ребре балки появились продольные трещины на верхней грани сжатой полки при нагрузке, равной 100 кИ. образование трещин на верхней полке вдоль боковых граней продольного ребра произошло одновременно как в зоне чистого изгиба, так и в зоне действия поперечных сил. Трещины зашли на небольшую длину за пределы приложенных нагрузок (см. рис. 2). С дальнейшим увеличением нагрузки продольные трещины на верхней полке балки развивались по высоте от верхней грани полки в сторону к нижней грани (в глубину полки), а также под углом к продольной оси балки по направлению к боковым граням сжатой полки в сторону опор. При этом работа балки таврового профиля трансформировалась в работу балки прямоугольного профиля.
в
Рис. 2. Вид балки Б-3 после испытания: а — общий вид (правая сторона); б — вид сверху (правая сторона); в — вид сверху (левая сторона)
ВЕСТНИК
Рис. 3. Вид балки Б-12 после испытания: а — общий вид (правая сторона); б — вид сверху (правая сторона); в — вид сверху (левая сторона)
Следует отметить, что в балке Б-3 без поперечной арматуры и без предварительного напряжения продольной арматуры после образования трещин на верхней грани полки при нагрузке, равной 100 кИ, вскоре произошло ее разрушение по наклонной трещине с изломом верхней полки в зоне действия поперечных сил при нагрузке, равной 119 кИ, т.е. при нагрузке, в 1,19 раза большей по сравнению с нагрузкой образования продольных трещин на верхней грани сжатой полки.
В аналогичной балке Б-12 (рис. 3) с поперечной арматурой, состоящей из стержней 205 Вр - I, расположенных с шагом = 5 см (ц^ = 1,3 %), вначале одновременно образовались как нормальные (в зоне чистого изгиба), так и наклонные (в зоне действия поперечных сил) трещины при нагрузке, равной 60 кИ. После образования продольных трещин на верхней полке вдоль боковых граней продольного ребра при нагрузке, равной 80 кИ, разрушение в ребре балки произошло по наклонной трещине при нагрузке, равной 267,5 кИ, т.е. в 3,44 раза большей по сравнению с нагрузкой образования продольных тре-
щин на верхней грани сжатой полки. Разрушение произошло без излома верхней полки.
Следовательно, несмотря на образование продольных трещин на верхней грани полки в балке Б-12 поперечная арматура в указанной сжатой полке при хорошей анкеровке с поперечной арматурой в ребре балки сдерживала ускоренный рост развития этих трещин, а следовательно, и трансформирование балки таврового профиля в балку прямоугольного профиля, как это происходило в балке Б-3 без поперечной арматуры. Ширина раскрытия продольных трещин на верхней грани полки в предельном состоянии по прочности наклонных сечений в балке Б-12 (с поперечной арматурой) значительно меньше, чем в балке Б-3 (без поперечной арматуры), несмотря на то, что указанная прочность по наклонным сечениям балки Б-12 в 2,25 раза больше по сравнению с балкой Б-3.
Из приведенных выше исследований (см. табл. 2 и 3) можно сделать следующие выводы:
• сравнивая данные в табл. 3 и 2 (схемы поперечного сечения 2 и 3), видно, что в балках таврового профиля с поперечной арматурой, при пролетах среза с = свесы сжатых полок при малой ширине ребра (Ь = 0,19^ см табл. 3) более интенсивно включаются в работу по восприятию действия поперечных сил в сравнении с балками при большей ширине ребра (Ь = 0,33h0, см. табл. 2). Другими словами, влияние свесов сжатых полок на несущую способность по наклонным сечениям в балках таврового профиля с тонкими ребрами больше, чем в аналогичных балках с увеличением толщины ребра;
• опыты показали, что с увеличением длины пролета среза влияние свесов сжатых полок на несущую способность балок по наклонным сечениям возрастает и наибольшее влияние свесов сжатых полок на несущую способность по наклонным сечениям будет оказано, когда балки находятся на границе перед их разрушением по нормальным сечениям (т.е. когда балки будут равнопрочными по нормальным и наклонным сечениям). Следовательно, в расчетах изгибаемых элементов по наклонным сечениям необходимо учитывать плавный переход влияния свесов сжатых полок от минимума при малых пролетах среза, когда балки разрушаются по наклонным сечениям, до максимума, когда с увеличением длины пролета среза с балки становятся равнопрочными по нормальным и наклонным сечениям;
• по результатам экспериментальных исследований, приведенных в данной статье, считаю целесообразным совершенствовать методику расчета прочности изгибаемых железобетонных элементов по наклонным сечениям с учетом всех факторов, изложенных в данной статье, включая влияние свесов сжатых полок на несущую способность элементов таврового профиля с ограничением указанного влияния, определяемого по расчету (с большой осторожностью в надежности результатов) с помощью коэффициента фу < 0,5 — для балок с толстыми короткими свесами сжатых полок и фу < 0,3 — для всех остальных балок таврового профиля.
Библиографический список
1. СИиП 2.03.01—84*. Бетонные и железобетонные конструкции. М., 2002.
2. СИиП 11-21—75. Бетонные и железобетонные конструкции. М. : Стройиздат, 1976. 89 с.
ВЕСТНИК 7/2Q16
3. СП 63.13330.2012. Основные положения. Актуализированная редакция СНиП 52-01—2003. М., 2012. 147 с.
4. СП 35.13330.2011. Мосты и трубы. Актуализированная редакция СНиП 2.05.03—84*. М., 2011. 346 с.
5. Игнатавичус Ч. Исследование прочности железобетонных прямоугольных и тавровых балок по наклонному сечению : автореф. дисс. ... канд. техн. наук. Вильнюс, 1973. 15 с.
6. Старишко И.Н. Факторы, определяющие несущую способность предварительно-напряженных изгибаемых железобетонных элементов на приопорных участках : дисс. ... канд. техн. наук. М., 1984. 245 с.
7. Старишко И.Н., ЗалесовА.С., Сиголов Э.Е. Несущая способность по наклонным сечениям предварительно-напряженных изгибаемых железобетонных элементов // Известия вузов. Строительство и архитектура. 1976. № 4. С. 21—26.
8. Залесов А.С., Ильин О.Ф., Титов И.А. Сопротивление железобетонных балок действию поперечных сил // Напряженное состояние перед разрушением. Новое о прочности железобетона / под ред. К.В. Михайлова. М., 1977. С. 76—93.
9. Залесов А.С. Сопротивление железобетонных элементов при действии поперечных сил. Теория, новые методы расчета прочности : автореф. ... дисс. д-р техн. наук. М., 1980. 46 с.
10. Сигалов Э.Е., Старишко И.Н. Влияние предварительного напряжения на прочность по наклонным сечениям железобетонных изгибаемых элементов // Железобетонные конструкции промышленного и гражданского строительства : сб. тр. МИСИ им. В.В. Куйбышева № 185. М., 1981. С. 108—116.
11. Залесов А.С., Маильян Р.Л., Шеина С.Г. Прочность элементов при поперечном изгибе с продольными сжимающими силами высокого уровня // Бетон и железобетон. 1984. № 3. С. 34—35.
12. Залесов А.С., Старишко И.Н. Влияние преднапряжения на прочность элементов по наклонным сечениям // Бетон и железобетон. 1987. № 8. С. 24—25.
13. Панюков Э.Ф., Алексеенко В.Н. Влияние поперечного армирования и плеча среза на разрушение железобетонных балок после воздействия пожара // обеспечение огнестойкости зданий и сооружений при применении новых материалов и конструкций : материалы семинара МДНТП. М., 1988. С. 124—130.
14. Старишко И.Н. Напряженно-деформированное состояние и несущая способность изгибаемых предварительно-напряженных железобетонных элементов на приопорных участках // Известия вузов. Строительство и архитектура. 1990. № 5. С. 116—120.
15. Залесов А.С., Панюков Э.Ф., Алексеенко В.Н. Прочность железобетонных балок при действии поперечных сил после пожара // Бетон и железобетон. 1990. № 10. С. 8—9.
16. Старишко И.Н. Расчет поперечной арматуры в железобетонных элементах // Бетон и железобетон. 1990. № 10. С. 34.
17. Морозов А.Н. Расчет прочности газобетонных конструкций на действие поперечных сил // Бетон и железобетон. 1991. № 5. С.13—14.
18. Старишко И.Н. Работа продольной арматуры в наклонной трещине // Бетон и железобетон. 1991. № 5. С. 15—17.
19. Старишко И.Н. Напряженно-деформированное состояние, проблемы и перспективы железобетонных конструкций при одно-, двух- и трехосном предварительном напряжении арматуры // Строительство в XXI веке. Проблемы и перспективы : материалы Междунар. науч.-практ. конф. посвящ. 80-летию МГСУ-МИСИ. (г. Москва, 5—7 декабря 2001 г.). М. : МГСУ 2001. С. 399—414.
20. Старишко И.Н. Исследование влияния количества поперечной арматуры, величины предварительного напряжения в продольной арматуре и размеров свесов сжатых полок в железобетонных балках прямоугольного и таврового профиля на их несущую способность по наклонным сечениям // Бетон и железобетон — пути развития : сб. тр. II Всеросс. (Междунар.) конф. по бетону и железобетону: в 5-ти кн. (г. Москва, 5—9 сентября 2005г.). М. : Информполиграф, 2005. Т. 5. С. 463—475.
21. БашировХ.З., Федоров В.С., Колчунов В.И., Чернов К.М. Прочность железобетонных конструкций по наклонным трещинам третьего типа // Вестник гражданских инженеров. 2012. № 5 (34). С. 50—54.
22. Силантьев А.С. Экспериментальные исследования влияния продольного армирования на сопротивление изгибаемых железобетонных элементов без поперечной арматуры по наклонным сечениям // Промышленное и гражданское строительство. 2012. № 1. С. 58—61.
23. Гордон В.А., Кравцова ЭА. Собственные частоты и формы изгибных колебаний балки с трещиной // Вестник МГСУ 2014. № 3. С. 50—58.
Поступила в редакцию в феврале 2016 г.
Об авторе: Старишко Иван Николаевич — кандидат технических наук, доцент, доцент кафедры автомобильных дорог, Вологодский государственный университет (ВоГУ), 160000, г. Вологда, ул. Ленина, д. 15, starishkoi@mail.ru.
Для цитирования: Старишко И.Н. Результаты экспериментальных исследований влияния основных факторов на несущую способность по наклонным сечениям в изгибаемых железобетонных балках прямоугольного и таврового профиля // Вестник МГСУ 2016. № 7. С. 18—35.
I.N. Starishko
RESULTS OF EXPERIMENTAL STUDIES OF THE INFLUENCE OF THE MAIN FACTORS ON THE BEARING CAPACITY ACROSS A SLOPING SECTION IN BENDING CONCRETE BEAMS OF RECTANGULAR AND T-SECTION
The author considers the results of experimental studies of the influence of some factors on the sloping section bearing capacity. These factors are: the value of the relative distance from the support to the load line (shear span) depending on the quantity of transverse reinforcement and the shape of the cross section of the elements; the size of compression flange overhang in T-section beams; the prestress rate of the transverse reinforcement. The author specifies the types of fracture across sloping sections of T-section beams.
Key words: bearing capacity, sloping section, bending elements
References
1. SNiP2.03.01—84*. Betonnye i zhelezobetonnye konstruktsii [Construction Norms and Regulations SNiP 2.03.01—84*. Concrete and Reinforced Concrete Structures]. Moscow, 2002. (In Russian)
2. SNiP ll-21—75. Betonnye i zhelezobetonnye konstruktsii [Construction Norms and Regulations SNiP ll-21—75. Concrete and Reinforced Concrete Structures]. Moscow, Stroy-izdat Publ., 1976, 89 p. (In Russian)
3. SP 63.13330.2012. Osnovnye polozheniya. Aktualizirovannaya redaktsiya SNiP 5201—2003 [Requirements SP 63.13330.2012. Basic Provisions. Revised Edition of Construction Norms SNiP 52-01—2003]. Moscow, 2012, 147 p. (In Russian)
4. SP 35.13330.2011. Mosty i truby. Aktualizirovannaya redaktsiya SNiP 2.05.03—84* [Requirements SP 35.13330.2011. Bridges and Pipes. Revised Edition of Construction Norms SNiP 2.05.03—84*]. Moscow, 2011, 346 p. (In Russian)
ВЕСТНИК 7/2Q16
5. Ignatavichus Ch. Issledovanie prochnosti zhelezobetonnykh pryamougol'nykh i tav-rovykh balokpo naklonnomu secheniyu : avtoreferat dissertatsii... kandidata tekhnicheskikh nauk [Strength Analysis of Reinforced Concrete Rectangular and T-Section Beams across Sloping Section : Abstract of the Dissertation of the Candidate of Technical Sciences]. Vilnius, 1973, 15 p. (In Russian)
6. Starishko I.N. Faktory, opredelyayushchie nesushchuyu sposobnost' predvaritel'no-napryazhennykh izgibaemykh zhelezobetonnykh elementov na priopornykh uchastkakh : dis-sertatsiy... kandidata tekhnicheskikh nauk [The Factors Determining the Bearing Capacity of Prestressed Bending Reinforced Concrete Elements on Supporting Areas : Dissertation of the Candidate of Technical Sciences]. Moscow, 1984, 245 p. (In Russian)
7. Starishko I.N., Zalesov A.S., Sigalov E.E. Nesushchaya sposobnost' po naklonnym secheniyam predvaritel'no-napryazhennykh izgibaemykh zhelezobetonnykh elementov [Bearing Capacity of Prestressed Bending Reinforced Concrete Elements Across Sloping Sections]. Izvestiya vuzov. Stroitel'stvo i arkhitektura [News of Higher Educational Institutions. Construction and Architecture]. 1976, no. 4, pp. 21—26. (In Russian)
8. Zalesov A.S., Il'in O.F., Titov I.A. Soprotivlenie zhelezobetonnykh balok deystviyu poperechnykh sil [Shear Force Strength of Reinforced Concrete Beams]. Napryazhennoe sostoyanie pered razrusheniem. Novoe o prochnosti zhelezobetona [Stress State before Fracture. New on Reinforced Concrete Strength]. Moscow, 1977, pp. 76—93. (In Russian)
9. Zalesov A.S. Soprotivlenie zhelezobetonnykh elementovpri deystvii poperechnykh sil. Teoriya, novye metodyrascheta prochnosti: avtoreferat dissertatsii... doktora tekhnicheskikh nauk [Strength of Reinforced Concrete Elements under Action of Shear Forces : Abstract of the Dissertation of the Candidate of Technical Sciences]. Moscow, 1980, 46 p. (In Russian)
10. Sigalov E.E., Starishko I.N. Vliyanie predvaritel'nogo napryazheniya na prochnost' po naklonnym secheniyam zhelezobetonnykh izgibaemykh elementov [Influence of Prestress on the Strength across Sloping Sections of reinforces Concrete Bending Elements]. Zhe-lezobetonnye konstruktsii promyshlennogo i grazhdanskogo stroitel'stva: sbornik trudov MISI im. V.V. Kuybysheva № 185 [Reinforced Concrete Structures of Industrial and Civil Engineering : Collection of Works of MISI named after Kuybyshev V.V. no. 185]. Moscow, 1981, pp. 108—116. (In Russian)
11. Zalesov A.S., Mail'yan R.L., Sheina S.G. Prochnost' elementov pri poperechnom iz-gibe s prodol'nymi szhimayushchimi silami vysokogo urovnya [Strength of Elements in Case of Lateral Bending with Hogh Level Lateral Compressing Forces]. Beton i zhelezobeton [Concrete and Reinforced Concrete]. 1984, no. 3, pp. 34—35. (In Russian)
12. Zalesov A.S., Starishko I.N. Vliyanie prednapryazheniya na prochnost' elementov po naklonnym secheniyam [Influence of Prestress on the Strength of Elements across Sloping Sections]. Beton i zhelezobeton [Concrete and Reinforced Concrete]. 1987, no. 8, pp. 24—25. (In Russian)
13. Panyukov E.F., Alekseenko V.N. Vliyanie poperechnogo armirovaniya i plecha sreza na razrushenie zhelezobetonnykh balok posle vozdeystviya pozhara [Influence of Transverse Reinforcement and Shear Shoulder on Fracture of Reinforced Concrete Beams after Fire]. Obespechenie ognestoykosti zdaniy i sooruzheniy pri primenenii novykh materialov i kon-struktsiy: materialy seminara MDNTp [Providing Fire Resistance of Buildings and Structures when Applying New Materials and Structures : Materials of the Seminar of MDNTR]. Moscow, 1988, pp. 124—130. (In Russian)
14. Starishko I.N. Napryazhenno-deformirovannoe sostoyanie i nesushchaya sposobnost' izgibaemykh predvaritel'no-napryazhennykh zhelezobetonnykh elementov na priopornykh uchastkakh [Stress-Strain State and Bearing Capacity of Prestress Bending Reinforced Concrete Elements on Supporting Areas]. Izvestiya vuzov. Stroitel'stvo i arkhitektura [News of Higher Educational Institutions. Construction and Architecture]. 1990, no. 5, pp. 116—120. (In Russian)
15. Zalesov A.S., Panyukov E.F., Alekseenko V.N. Prochnost' zhelezobetonnykh balok pri deystvii poperechnykh sil posle pozhara [Strength of Reinforced Concrete Beams under Transverse Loads after Fire]. Beton i zhelezobeton [Concrete and Reinforced Concrete]. 1990, no. 10, pp. 8—9. (In Russian)
16. Starishko I.N. Raschet poperechnoy armatury v zhelezobetonnykh elementakh [Calculation of Transverse Reinforced Concrete in Reinforced Concrete Elements]. Beton i zhe-lezobeton [Concrete and Reinforced Concrete]. 1990, no. 10, p. 34. (In Russian)
17. Morozov A.N. Raschet prochnosti gazobetonnykh konstruktsiy na deystvie poperechnykh sil [Strength Calculation of Aerated Concrete Structures]. Beton i zhelezobeton [Concrete and Reinforced Concrete]. 1991, no. 5, pp.13—14. (In Russian)
18. Starishko I.N. Rabota prodol'noy armatury v naklonnoy treshchine [Operation of Transverse Reinforcement in Inclined Crack]. Beton i zhelezobeton [Concrete and Reinforced Concrete]. 1991, no. 5, pp. 15—17. (In Russian)
19. Starishko I.N. Napryazhenno-deformirovannoe sostoyanie, problemy i perspektivy zhelezobetonnykh konstruktsiy pri odno-, dvukh- i trekhosnom predvaritel'nom napryazhenii armatury [Stress-Strain State, Problems and Prospects of Reinforced Concrete Structures in Case of Uni-, Bi- and Triaxial Prestress of Reinforcement]. Stroitel'stvo v XXI veke. Problemy i perspektivy: materialy Mezhdunarodnoy nauchno-prakticheskoy konferentsii posvyas-hchennoy 80-letiyu MGSU-MISI (g. Moskva, 5—7 dekabrya 2001 g.) [Construction in the 21st Century. Problems and Prospects : Materials of the International Science and Practice Conference Dedicated to 80th Anniversary of MGSU-MISI (Moscow, December 5—7, 2001)]. Moscow, MGSU Publ., 2001, pp. 399—414. (In Russian)
20. Starishko I.N. Issledovanie vliyaniya kolichestva poperechnoy armatury, velichiny predvaritel'nogo napryazheniya v prodol'noy armature i razmerov svesov szhatykh polok v zhelezobetonnykh balkakh pryamougol'nogo i tavrovogo profilya na ikh nesushchuyu spo-sobnost' po naklonnym secheniyam [Study of the Influence of Transverse Reinforcement Quantity, Prestress Volume in Transverse Reinforcement and Overhang Size of Compression Flanges in Reinforced Concrete Beams of Rectangular and T-Section on Their Bearing Capacity Along Sloping Sections]. Beton i zhelezobeton — puti razvitiya : sbornik trudov II Vserossiyskoy (Mezhdunarodnoy) konferentsii po betonu i zhelezobetonu: v 5-ti knigakh (g. Moskva, 5—9 sentyabrya 2005 g.) [Concrete and Reinforced Concrete — Ways of Development : Collection of Works of the 2nd All-Russian (International) Conference on Concrete and Reinforced Concrete: in 5 Volumes (Moscow, September 5—9, 2005)]. Moscow, Inform-poligraf Publ., 2005, vol. 5, pp. 463—475. (In Russian)
21. Bashirov Kh.Z., Fedorov V.S., Kolchunov V.I., Chernov K.M. Prochnost' zhelezobetonnykh konstruktsiy po naklonnym treshchinam tret'ego tipa [Strength of Reinforced Concrete Structures Along Inclined Cracks of the Third Type]. Vestnik grazhdanskikh inzhenerov [Proceedings of Civil Engineers]. 2012, no. 5 (34), pp. 50—54. (In Russian)
22. Silant'ev A.S. Eksperimental'nye issledovaniya vliyaniya prodol'nogo armirovaniya na soprotivlenie izgibaemykh zhelezobetonnykh elementov bez poperechnoy armatury po naklonnym secheniyam [Experimental Investigations of Transverse Reinforcement Influence on Strength of Bending Reinforced Concrete Elements without Transverse Reinforcement along Sloping Sections]. Promyshlennoe i grazhdanskoe stroitel'stvo [Industrial and Civil Engineering]. 2012, no. 1, pp. 58—61. (In Russian)
23. Gordon V.A., Kravtsova E.A. Sobstvennye chastoty i formy izgibnykh kolebaniy balki s treshchinoy [Natural Frequences and Forms of Flexural Vibrations of a Beam with a Crack]. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2014, no. 3, pp. 50—58. (In Russian)
About the author: Starishko Ivan Nikolaevich — Candidate of Technical Sciences, Associate Professor, Department of Motor Roads, Vologda State University (VoGTU), 15 Lenina str., Vologda, 160000, Russian Federation; starishkoi@mail.ru.
For citation: Starishko I.N. Rezul'taty eksperimental'nykh issledovaniy vliyaniya os-novnykh faktorov na nesushchuyu sposobnost' po naklonnym secheniyam v izgibaemykh zhelezobetonnykh balkakh pryamougol'nogo i tavrovogo profilya [Results of Experimental Studies of the Influence of the Main Factors on the Bearing Capacity Across a Sloping Section in Bending Concrete Beams of Rectangular and T-Section]. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2016, no. 7, pp. 18—35. (In Russian)
