/
Автор: Липницкий М.Е. Абрамович Ж.Р.
Теги: детали машин передачи (механические) подъемно-транспортное оборудование крепежные средства смазка общественные, коммерческие и промышленные здания гражданская архитектура в целом проектирование зданий строительная механика инженерные сооружения инженерные системы зданий железобетонные изделия
Год: 1967
Текст
? Ж
ЖЕЛЕЗО-
БЕТОННЫ]
БУНКЕРА И СИЛОСЫ
/Чч #•
ГОС У *Д АРСТВЕННЫЙ ПРОЕКТНЫЙ ИНСТИТУТ
ЛЕНИНГРАДСКИЙ ПРОМСТРОЙПРОЕКТ
М. Е. ЛИПНИЦКИЙ, Ж. Р. АБРАМОВИЧ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ
БУНКЕРА И СИЛОСЫ
(РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ)
2-е издание переработанное и дополненное
ИЗДАТЕЛЬСТВО ЛИТЕРАТУРЫ ПО СТРОИТЕЛЬСТВУ
Ленинград 1967
УДК 621.86.067.691.328Л-725.36.691.328(039)
Научный редактор — д-р техн, наук
Н. М. Онуфриев
В книге излагаются вопросы расчета и проек-
тирования монолитных, сборных и сборно-моно-
литных бункеров и силосов с обычной и предва-
рительно напряженной арматурой.
На основании произведенных натурных обсле-
дований значительно расширен раздел о стальных
футеровках бункеров. Введен новый • раздел
о футеровках из плит каменного литья.
Приводятся материалы по унификации на-
грузок и размеров силосов и силосных корпусов.
Расширен раздел, посвященный проектированию
оснований и фундаментов под силосные корпуса.
Справочник дополнен главой об особенностях
проектирования силосных корпусов в сейсмиче-
ских районах.
Первая часть книги написана Ж. Р. Абрамо-
вичем, вторая — М. Е. Липницким.
Книга предназначена в качестве справочного
пособия для работников проектных организаций.
3-2-4
37-67
ЧАСТЬ ПЕРВАЯ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ БУНКЕРА
Глава I
НАЗНАЧЕНИЕ И ТИПЫ БУНКЕРОВ
§ 1. Общие сведения
Lmaz
H£*1t5Lmaz
Рис. 1. Схема бункера
большим, чем угол есте-
Бункерами называются саморазгружающиеся хранилища для
сыпучих материалов, имеющие малую глубину по сравнению с раз-
мерами в плане (рис. 1). Глубина вертикальной части о9кчно не
превышает более чем в 1,5 раза мак-
симальный размер бункера в плане.
Нижняя часть бункера имеет сим-
метричные или несимметричные наклон-
ные стенки в виде воронки, а верх-
няя — вертикальные стенки. Через во-
ронку материал подается в одну или
несколько течек, таким образом обеспе-
чивается полная самотечная разгрузка
бункера.
Чтобы полностью опорожнить бун-
кер, угол наклона воронки должен был
ственного откоса хранимого в нем материала.
Верхняя, призматическая часть бункера предназначена для соз-
дания запаса емкости; высота ее определяется требованиями тех-
нологического процесса, поэтому бункера малой емкости могут со-
стоять из одной пирамидальной части (воронки).
Бункера разделяются на приемные, промежуточные, или акку-
мулирующие, и погрузочные.
Приемные бункера предназначены для исходного сырья.
Они компенсируют неравномерность подачи его с места добычи.
Чаще всего сырье поступает в вагонах или вагонетках, поэтому раз-
меры бункера должны обеспечивать достаточный фронт разгрузки.
Обычно материал поступает в виде крупных кусков и обломков, что
обусловливает конструктивное решение приемных бункеров.
В промежуточные, или аккумулирующие, бун-
кера поступает материал, прошедший частичную обработку. На-
значение этих бункеров — аккумулировать материал на тот период
времени, когда прекращает работу предшествующее отделение, и
обеспечивать равномерную подачу материала для последующей об-
работки.
4
Г лава I. Назначение и типы бункеров
Погрузочные бункера используются для накопления и
хранения готовых продуктов, перегружаемых затем на транспортные
средства. В связи с этим бункера должны обеспечивать возмож-
ность самотечной загрузки материала в вагоны.
§ 2. Форма бункеров
В бункерах хранятся различные сыпучие материалы и полуфаб-
рикаты: уголь, кокс, руда и концентраты, цемент, щебень, песок
и др.
Конструкция, форма и размеры сечений бункеров зависят от
многих факторов: компоновки сооружения, требуемого запаса ма-
териалов, способов загрузки и выгрузки, типа несущих конструкций
и от физических свойств хранимых материалов (крупность, объем-
ный вес, углы естественного откоса).
Наиболее часто встречающиеся типы бункеров изображены на
рис. 2.
Бункера с плоским днищем (тип а) отличаются про-
стой конструкцией, легко осуществимой в строительстве, наимень-
шим износом днища. Вместе с тем, для полной его разгрузки тре-
буется перелопатить материал. Угол естественного откоса материала
в мертвом пространстве при влажной руде или при значительном
количестве мелочи может достигать 60°, что уменьшает полезную
емкость бункера. Улучшить разгрузку можно путем набетонки от-
косов тощим бетоном (тип б), но это повышает стоимость соору-
жения.
Бункера с наклонным днищем (тип в) часто ис-
пользуются для хранения готового продукта или концентрата на
железнодорожных станциях. Полнота опоражнивания его зависит
от расстояния между разгрузочными отверстиями и углом наклона
днища, который на 3—5° должен превышать угол трения материала
о днище.
Бункера с двускатным днищем (тип г) применяют-
ся при двусторонней разгрузке материала.
Бункера с воронкообразным (пирамидальным)
симметричным или несимметричным днищем (ти-
пы е, ж) отличаются наилучшим коэффициентом заполнения и
большим удобством самотечной разгрузки. Для их сооружения
требуются сложные опалубочные и арматурные работы.
Бункера с комбинированным днищем, состоя-
щим из плоского участка с набетонированными откосами и под-
весной воронки диаметром не более половины ширины (тип з),
упрощают строительство по сравнению с типами е и ж, но не-
сколько удорожают его.
При проектировании перечисленных типов бункеров следует
учесть, что угол наклона линии пересечения плоскостей воронки
сильно уменьшается. Недооценка этого обстоятельства может при-
вести к неправильному решению, следствием которого' может явить-
ся зависание материала.
Г*
О
§ 2. Форма бункеров
Рис. 2. Типы бункеров
6
Глава I. Назначение и типы бункеров
Бункера
коэффициентом
лоткового типа (тип и) отличаются высоким
использования объема и значительной емкостью,
Рис. 3. Виды бункеров открытого
типа
сравнительно легко разгружа-
ются, особенно при наличии
набетонки тощим бетоном.
Бункера ящичного
типа (типы к, л) с плоским
днищем и со стальными во-
ронками обеспечивают хоро-
шую разгрузку материала и
вместе с тем лучше любых дру-
гих типов бункеров решаются
в сборных железобетонных
конструкциях при минималь-
ном количестве типоразмеров
элементов.
Штабельные бунке-
р а (тип м) представляют со-
бой разновидность лотковых
бункеров. На рис. 2 показан
поперечный разрез бункеров.
Круглые бункера с плоскими или воронкообразными
(коническими) днищами (типы н, о) при во'зведении требуют мень-
шего расхода материалов на единицу объема хранящейся продук-
Рис. 4. Аккумулирующие промежуточные бункера на
углесортировке
§ 2. Форма бункеров
7
ции, так как конструкция работает на растяжение без изгиба. Не-
достатком является необходимость проведения сложных опалубоч-
ных и арматурных работ в процессе сооружения (при монолитной
конструкции бункера).
Рассмотренные выше бункера с точки зрения разгрузки яв-
ляются глухими или закрытыми.
,Рис. 5. Погрузочный (железнодорожный) бункер с погрузкой
вагонов на одном пути
/ — подвижная воронка с желобом; 2 — желоб для открытых вагонов;
3 — неподвижный затвор
В некоторых случаях проектируются бункера открытого типа,
допускающие наблюдение за истечением и удобную шуровку, т. е.
разрыхление и проталкивание материала. К ним относятся:
бункера с карманами, одно- и двускатные
(типы и, р), материал в которых пересыпается из главного в ма-
лый карман, где обнажается поверхность (рис. 3);
Щелевые бункера (типы с, т), имеющие сплошную щель
по всей длине и консоль, на которой материал становится доступ-
ным для шуровки;
8
Глава II. Конструктивные решения бункеров
2780
Рис. 6. Поперечный разрез типовой. ячейки бункерной
эстакады в сборном железобетоне
многоступенчатые или решетчатые бункера
(типы г/, ф) с многократным обнажением поверхности материала.
В открытых бункерах давление внутри материала у места вы-
хода понижается, что уменьшает возможность застревания его
в горловине.
О возможных конструктивных решениях бункеров, осуществлен-
ных в практике проектирования, дают представление рис. 4—6.
Глава II
КОНСТРУКТИВНЫЕ РЕШЕНИЯ БУНКЕРОВ
§ 3. Монолитные бункера
Наиболее распространенным типом железобетонных бункеров
являются монолитные. Это объясняется следующими обстоятель-
ствами:
а) как правило, на строительстве одновременно возводится не-
значительное количество одинаковых бункеров, что не дает возмож-
ности полностью использовать преимущества сборных конструкций;
§ 3. Монолитные бункера
9
б) монолитным бункерам можно придать любую форму и ем-
кость;
в) эти бункера могут возводиться при любой степени механи-
зации строительных работ.
Недостатками монолитных бункеров являются:
а) необходимость устройства лесов и сложной опалубки, в осо-
бенности для пирамидальных частей (воронок);
б) весьма сложное армирование, так как все стержни воронок
различны по длине;
в) наиболее сложной операцией при устройстве воронок явля-
ется необходимость вязки арматуры из отдельных стержней, а так-
же постепенное наращивание внутренней опалубки в процессе бе-
тонирования;
г) весьма малая оборачиваемость опалубки воронок.
Влияние этих недостатков на скорость строительства можно
несколько уменьшить за счет устройства несущих сварных арма-
турных каркасов (это дает возможность вести заготовку арматур-
ных каркасов на строительном дворе и исключает необходимость
сооружения сложных и дорогостоящих лесов) и устройства воронок
из металла или сборного железобетона.
Однако необходимо отметить, что применение сварных несущих
каркасов увеличивает расход металла на бункера и не исключает
трудностей устройства внутренней опалубки.
Стальные воронки увеличивают расход металла и стоимость, но
значительно упрощают возведение бункеров и вместе с тем весьма
просты в монтаже.
Они получили широкое распространение в практике и могут
быть рекомендованы во* многих случаях, так как при этом сокра-
щаются сроки строительства.
Воронки из сборного железобетона решают задачу только ча-
стично, так как призматическая часть остается монолитной.
Применение сборных железобетонных воронок является целесо-
образным при условии, если одновременно возводится большое ко-
личество одинаковых бункеров.
Воронки могут изготовляться из одного элемента или из от-
дельных плит.
§ 4. Сборные железобетонные бункера
Сборные железобетонные бункера монтируются из ребристых
или плоских плит. Наиболее целесообразно применение их при ре-
шении всего каркаса здания в сборных конструкциях. С целью
уменьшения числа типоразмеров конструкций рекомендуется приме-
нение бункеров «ящичного» типа, так как применение пирамидаль-
ных бункеров большого размера приводит к появлению большого
количества типов плит.
Сборные элементы бункеров рекомендуется выполнять с пред-
варительным напряжением арматуры. Это обеспечивает их боль-
шую трещиноустойчивость.
Сборные ригели соединяются с колоннами шарнирно или
жестко с приваркой к закладным деталям и заливкой швов.
10
Глава II. Конструктивные решения бункеров
Сборные плиты стенок и днища свариваются между собой и с ри-
гелями. Для этого в плитах и ригелях предусматриваются соответ-
ствующие закладные детали. 'Стыки между плитами заливаются бе-
тоном или раствором.
Торцевые стены бункеров ящичного типа выполняются из уко-
роченных плит.
Стены бункеров малой высоты могут выполняться из типовых
плит междуэтажных перекрытий.
Плиты стен бункеров соединяются с колоннами при помощи
приварки к закладным деталям, а швы между ними заливаются
раствором.
§ 5. Бункера смешанной конструкции
Бункерами смешанной конструкции называются такие, в кото-
рых основным несущим элементом является стальной каркас.
В зависимости от местных условий этот каркас может быть
заполнен монолитным железобетоном, сборными плитами и в бо-
лее редких случаях — бетоном или каменной кладкой.
В этих бункерах заполнение работает только на местный изгиб
между ближайшими элементами каркаса; все же основные уси-
лия— растяжение во всех направлениях от веса материала и рас-
пора от него — воспринимаются стальным каркасом.
Бетонирование монолитной железобетонной или бетонной плиты
производится в опалубке, подвешенной к несущему стальному кар-
касу, Преимуществом этого типа бункеров является возможность
сборки стального каркаса одновременно с каркасом всего здания
независимо от климатических условий. Заполнение каркаса не мо-
жет задержать возведение всего здания, и его целесообразно про-
изводить в теплое время года.
Расход металла в бункерах смешанной конструкции значи-
тельно больше, чем в монолитных.
§ 6. Унификация конструкции бункеров
Унификация конструкции бункеров является весьма сложной
задачей. Сложность эта вызвана большим разнообразием техноло-
гических требований к бункерам в части их формы, размеров, спо-
собов разгрузки, свойств материала и т. д.
После анализа существующих решений и проектных прорабо-
ток ЦНИИПромзданий выработал рекомендации по унификации га-
баритных схем наиболее массовых типов бункеров для сыпучих
материалов с объемным весом до 3 т/м3.
Рекомендации по унификации охватывают только симметричные
бункера с пирамидальной и лотковой нижней частью и с плоским
днищем (ящичные).
Размеры выпускных отверстий приняты 0,6X0,6 и 0,9X0,9 м,
а сетка колонн — 6X6 и 6X9 м. Размеры воронки и призматиче-
§ 6. Унификация конструкции бункеров
11
ской части по высоте кратны модулю в 1,2 м. Емкость одной ячей-
ки бункеров колеблется от 90 до 380 мг (рис. 7).
Предложения по унификации предусматривают возможность
применения одноячейковых и многоячейковых бункеров при любом
количестве рядов.
Рис. 7. Унифицированные габаритные схемы бункеров
а — квадратное сечение с пирамидальной нижней частью; б — прямо-
угольное сечение с пирамидальной нижней частью; в — лотковый бун-
кер; г — бункер с плоский днищем (ящичный)
Многоячейковые бункера лоткового типа могут быть в случае
необходимости разделены поперечными стенками по осям колонн.
Применение, несимметричных бункеров или воронок, так же как
и выпускных отверстий неунифицированных размеров, может допу-
скаться только при специальном обосновании.
Рис. 8. Сопряжение сборных железобетонных плит бункеров
с колоннами
а — при помощи сварки закладных деталей; б — при помощи сты-
кования арматуры ванной сваркой или петлевым стыком Переде-
рия; в — с опиранием элементов продольных стенок на выступы
поперечных
Унифицированные схемы предусматривают применение бунке-
ров, состоящих из призматических и пирамидальных частей.
Унифицированные бункера предполагается выполнять в сбор-
ном железобетоне и комбинированными. Стены призматической
12
Глава II. Конструктивные решения бункеров
части проектируются из плоских или ребристых железобетонных
плит, опирающихся на колонны.
Сопряжение плит с колоннами может производиться при по-
мощи сварки закладных деталей с опиранием продольных стен на
выступы поперечных, либо со стыкованием арматуры ванной свар-
кой или петлевым стыком Передерия (рис. 8).
Первый тип сопряжения со сваркой закладных деталей обеспе-
чивает минимальное число типов стеновых плит и является вслед-
ствие этого предпочтительным.
Пирамидальная часть бункеров решается в сборном железобе-
тоне значительно сложнее, поэтому она чаще всего проектируется
в виде стальной воронки.
Нижнюю часть лотковых и днища ящичных бункеров реко-
мендуется выполнять из плоских или ребристых сборных железо-
бетонных плит.
§ 7. Расход материала на 1 т емкости бункеров
На основании литературных материалов, типовых и других про-
ектов, выполненных многими ленинградскими проектными органи-
зациями, видно, что расход материала на 1 т емкости бункера
колеблется в широких пределах. Сравнительные данные по рас-
ходу материала приведены в-табл. 1.
Сравнивая данные таблицы, можно установить следующее:
а) наименьший расход арматуры на 1 м3 бетона имеют моно-
литные железобетонные бункера, армированные отдельными стерж-
нями;
б) применение арматурных сварных сеток иногда увеличивает
расход арматуры, что ведет к увеличению стоимости бункеров, но
облегчает и ускоряет сроки производства работ;
в) применение сборных конструкций уменьшает общий расход
материалов, главным образом бетона. Однако стоимость их значи-
тельно выше, чем монолитных бункеров, и примерно равна стоимо-
сти стальных бункеров. Применение сборных бункеров становится
целесообразным при большом количестве, т. е. при значительной
повторяемости элементов, что снижает их стоимость за счет много-
кратной оборачиваемости опалубки;
г) бункера смешанной конструкции требуют приблизительно
столько же стали, сколько сборные, но меньше, чем стальные, стои-
мость их близка к стоимости сборных бункеров;
д) наибольший расход металла и наивысшую стоимость имеют
стальные бункера, однако монтаж их очень прост и требует ми-
нимальной затраты времени;
е) железобетонные бункера со стальной воронкой имеют рас-
ход стали меньший, чем стальные, но больший, чем все остальные
типы. Стоимость этих бункеров несколько выше стоимости сборных
бункеров, однако монтаж конструкции воронки значительно проще
и может быть перенесен на более поздний срок без задержки ос-
тальных строительных работ.
Расход материала на 1 т емкости бункера в очень большой
степени зависит от его размеров и формы, от соотношения между
§ 7. Расход материала на 1 т емкости бункеров
13
Таблица 1
Экономические показатели бункеров
Тип бункера Расход на 1 пг емкости бункера Расход стали на 1 м3 бетона в кг Источник
бетона в ж3 круг- лой арма- туры в кг прока- та в кг (без учета футе- ровки)
Монолитный, армиро- ванный сварными сет- ками 0,17 29 12 240 По данным ленинград- ского Промстрой- проекта (опытное проекти- рование)
Сборный из плит 0,16 27 17 263
Смешанной конструк- ции 0,10 4 33 370
Стальной — — 70 —
Монолитный, армиро- ванный отдельными стержнями 0,15—0,30 19—40 На за- клад- ные детали 3—20 120—160 По данным института Гипроникель
Монолитный, со сталь- ной воронкой 0,07—0,10 11—16 27—33 480—520
Монолитный круглого типа со стальной во- ронкой 0,06 12 10 £90
Смешанной конструк- ции с монолитной плитой 0,11 10 37 437 По типовым проектам Промэнерго- проекта
Сборный железобетон- ный 0,08—0,10 16-28 2—3: 240—310
Сборный железобетон- ный со стальной во- ронкой 0,09 15 46 690
Ящичный с плоским днищем из сборных предварительно на- пряженных ребри- стых железобетонных плит со стальными воронками, размеры бункера 9,2X60 м 0,06 11,5 7,5 200 По тех ни- ческим ре- шениям Ленпром- стройпро- екта, серия ЖБ-81-02
14
Глава И. Конструктивные решения бункеров
Продолжение
Тип бункера Расход на 1 m емкости бункера Расход стали на 1 ле3 бетона в кг Источник
бетона в л3 круг- лой арма- туры в кг прока- та в кг (без учета футе- ровки)
Сборный железобетон- ный со стальной во- ронкой 0,07 50 — По данным ЦНИИПром- зданий
Сборный железобетон- ный 0,15 23 —
Сборный железобетон- ный штабельный дли- ной 42 м, емкостью 1700 jm3 0,10 27 5 277 Типовой штабельный бункер Гипроне- метруда, серия 4-09-780
Сборный железобетон- ный со стальной во- ронкой 0,07 11 41 148 Типовая углеобога- тительная фабрика Гипрошахта
Монолитный лотковый размером 6X48 м 0,11 21 5 180 По проекту Гипроникелй
Лотковый из сборных ребристых железо- бетонных плит со стальными воронка- ми, размеры бункера 12,3X 300 м 0,02 3 23 235 По проекту Механобра
пирамидальной и призматической частями, а также от насыпного
веса хранимого материала. Чем больше размер бункера и высота
призматической части, тем меньше удельный расход материалов. Наи-
менее экономичны бункера с одной пирамидальной частью. Весьма
экономичны и просты для строительства бункера' лоткового и,
в особенности, ящичного типа. Бункера с симметричной воронкой
экономичнее по сравнению с несимметричной. При симметричной
воронке высота ее должна быть меньше, что позволяет увеличить
высоту призматической части.
При проектировании следует иметь в виду, что широкие и низ-
кие бункера имеют меньшие коэффициенты заполнения объема. Это
обстоятельство нужно учитывать и для бункеров ящичного типа,
у днища которых имеются мертвые объемы. Это дополнительно уве-
§ 8. Воздействующие факторы и виды футеровок
15
личивает расход материала на 1 т емкости, так как мертвые объ-
емы и пустоты не могут учитываться как емкость.
Весьма важным обстоятельством, сильно удорожающим стои-
мость бункеров, является необходимость устройства футеровки.
Больше всего изнашивается от трения материалов о стенки
пирамидальная часть, значительно меньше — призматическая часть
и менее всего подвержено истиранию плоское днище бункера ящич-
ного типа. Вследствие этого воронки должны быть защищены,
наиболее надежной футеровкой.
Глава 111
ФУТЕРОВКА СТЕНОК И ВОРОНОК И ЗАЩИТНЫЕ РЕШЕТКИ
НАД БУНКЕРАМИ
§ 8. Воздействующие факторы и виды футеровок
Стенки и днища бункеров находятся под воздействием ряда
факторов. Важнейшим из них является абразивность, т. ё. способ-
ность многих матерйалов истирать поверхности бункеров при дви-
жении..
В приемных бункерах материалы в виде крупных обломков,
падая со значительной высоты, разрушают днища и стенки.
Для защиты поверхностей стенок и днищ от этих воздействий
предусматривается защита в виде футеровки.
Характер футеровки зависит от крупности кусков, абразивности
и количества материалов, проходящих через бункер за год.
Футеровке подлежат внутренние поверхности бункеров, под-
вергающиеся износу от трения или ударов.
Степень абразивности зависит от крепости породы, характери-
зуемой коэффициентом крепости по Протодьяконову (табл. 2).
Концентраты черных и цветных металлов, а также неметаллических
материалов в виду малых размеров зерен отнесены к малоабра-
зивным материалам.
Для футеровки поверхностей применяются чаще всего метал-
лические листы или плиты и в некоторых случаях рельсы.
Весьма рациональной для защиты поверхностей является фу-
теровка из плит каменного литья, укладываемых на готовую по-
верхность бетона или в опалубку при изготовлении сборных плит
бункеров.
В отдельных случаях за границей встречается футеровка из
сталебетона, однако в СССР эта футеровка не нашла применения.
Листовая футеровка. При футеровке бункеров стальными ли-
стами толщиной 6—10 мм (рис. 9, а) и толщиной 10—40 мм
16 Глава Ш. Футеровка стенок и воронок и защитные решетки
Таблица 2
Степень абразивности материалов
Наименование материала Коэффициент крепости по Прото- дьяконову Степень абразивности
Крепкие руды (кварциты, крепкие песчаниковые руды) 14 и более Весьма абразивный
Средние руды (порфиритовые, скар- новые, средние песчаниковые, колчеданные, известняковые, ро- говики) 8—13 Абразивный
Мягкие руды (мягкие песчани- ковые и известняковые руды, рыхлые глинистые грунты) . . . 7 и менее Малоабразив- ный
Концентраты — То же
Агломерат — Весьма абразивный
Известняк, керамзит, песок .... — Абразивный
Коксик — То же
Колошниковая пыль, окалина . . — Малоабразив- ный
Гравий — То же
Крепкий глинистый сланец .... 4 »
Глинистый сланец средней крепо- сти 3 »
§ 8. Воздействующие факторы и виды футеровок
17
Продолжение
Наименование материала Коэффициент крепости по Прото- дьякову Степень абразивности
Мягкий сланец, антрацит 2 Малоабра- зивный
Разрушенный сланец, крепкий каг менны й уголь 1,5 То же
Мягкий каменный уголь, цемент . 1 Неабразивный
Щебень изверженных пород . . . — Абразивный
Щебень известняковый — — Малоабра- зивный
Ы-Ю
Рис. 9. Крепление листо-
вой футеровки
а — при толщине 6—10 мм;
б — при толщине 10—40 мм
(рис. 9, б) крепление к закладным деталям производится сваркой
электродами Э-42А. В последнем случае листы футеровки уклады-
ваются с зазором 10—30 мм (в зависимости от толщины) и прива-
риваются сверху и снизу к закладным деталям. При толщине ли-
стов до 20 мм швы принимаются высотой 6 мм, при толщине 20—
40 мм — высотой 8 мм. Швы реко-
мендуется делать прерывистыми. Фу-
теровка из прокатных листов или
литых плит толщиной более 40 мм
крепится к бетону' при помощи бол-
тов, проходящих через газовые тру-
бы, заложенные в стенках, как по-
казано на рис. 10, б, в.
При работе футеровки не только
на истирание, но и на ударную на-
грузку (падение больших кусков
твердого материала с высоты) необ-
ходимо предусматривать дополни-
тельный слой для амортизации. Слой
этот выполняется из брусьев твердых
пород ДеРева Разн°й толщины (рис.
Футеровка рельсами и стальными
ваются в пакеты по несколько штук поперечными планками и кре-
брусками. Рельсы свари-
18 Глава III. Футеровка стенок и воронок и защитные решетки
пятся к железобетону болтами, проходящими через газовые трубы,
что обеспечивает легкую их замену при разрушении (рис. 11).
Для футеровки используются старогодние рельсы. В отдельных
случаях узкоколейные рельсы могут привариваться на монтаже
Рис. 10. Крепление футеровки из толстых стальных плит
1 — плиты или отливки; 2 — болты крепления плит в газовых трубах; 3 —
брусья из твердых пород; 4 — поддерживающие коротыши
к закладным деталям (полосам). Футеровка стальными брускдми
устраивается аналогично, рельсовой.
i50 .
л приварю
200
ххххх
ii и 4
__ill____и_
~600
Рис. 11. Крепление рельсовой футеровки
а — футеровка бункеров при кусках до 200 мм, падающих с малой вы-
соты; б, в — при кусках до 300 мм, падающих с малой высоты; г — при
кусках до 400 мм, падающих с высоты 3—4 м;
1 -<• рельсы узкой колеи; 2 — рельсы широкой колеи, собранные в пакеты
или применяемые отдельно; 3 — закладные детали с анкерами; 4 болты
для крепления пакетов; 5 — бетон или сталебетон
§ 9. Выбор типа футеровок
19
Футеровка из плит каменного литья. Для изготовления футе-
ровочных плит из каменного литья применяются базальты и диа^
базы.
Плиты, обычно применявшиеся на практике, имеют размеры
235X360X30, 250X250X30—40 мм.
Учитывая, что строительный модуль равен 100 мм, можно ре-
комендовать к применению плиты с номинальными размерами 200X
Х300Х30—40, а фактические размеры с учетом допусков 195Х
X 295X30—40.
Крепление плит может производиться двумя способами — на
цементном растворе и на болтах.
Рис. 12. Футеровка плитками из каменного литья
л — плитка каменного литья; б — раскладка плит; в — укладка плит
в стыке сборных панелей; г — крепление плит толщиной 40 мм; д —
деталь устройства упорных уголков;
/ — футеровочная плитка — лицевая поверхность; 2 — рифленая поверх-
ность; 3 — футеровочные плитки, укладываемые после монтажа пане-
лей; 4 — стык панелей; 5 — потайной болт; 6 — упорный уголок; 7 —
цементный раствор
20 Глава III, Футеровка стенок и воронок и защитные^ решетки
Крепление плит толщиной 30 мм производится на цементном
растворе. Швы между плитами также заделываются цементным
раствором.
Каждый ряд плит сдвигается против нижнего на половину
ширины плиты с целью перевязки (рис. 12, б).
Для более прочного прикрепления плит поверхность, обращен-
ная к бетону, должна быть рифленой или шероховатой (рис. 12,а).
При сборных панелях стенок и воронок бункеров рекомендуется
предварительная укладка футеровки на днище формы, после чего
устанавливается арматура и производится бетонирование. В этом
случае плиты опираются на железобетон плотно , без зазоров и пу-
стот, что значительно увеличивает прочность футеровки (рис. 12, в).
Через ряд футеровочные плиты укладываются после монтажа пане-
лей, что улучшает связь между сборными панелями.
Плиты толщиной 40 мм могут крепиться к железобетону на
потайных болтах, проходящих через газовые трубы, причем каж-
дая плита крепится одним болтом (рис. 12, г).
Рекомендуется устройство специальных упорных уголков
(рис. 12, д).
§ 9. Выбор типа футеровой
В настоящее время в СССР применяется главным образом м е -
таллическая футеровка в виде листов.
Объясняется это тем обстоятельством, что камнелитейная про-
мышленность начала развиваться сравнительно недавно, и мощность
ее относительно невелика. Вследствие этого в проектных институтах
не накопилось еще достаточного опыта по применению плит ка-
менного литья.
Однако уже в настоящее время можно указать на те случаи,
когда применение их является наиболее рациональным.
При этом необходимо учитывать следующие свойства плит
каменного литья, которые могут характеризовать пределы их при-
менения:
а) проверенная испытаниями прочность плит каменного литья
на истирание оказалась в 15—20 раз больше, чем у стали 3;
б) коэффициент трения любого сыпучего материала по камен-
ным плитам меньше, чем по стали, так как поверхность плит ос-
теклена. Это уменьшает опасность зависания материала;
в) плитй каменного литья имеют кислотостойкость более 99%,
т.е. являются вполне кислотостойкими;
г) термостойкость плит относительно невелика. ..Испытания по-
казали, что каменное литье выдерживает всего 7—10 теплосмен,
т. е. нагревания до 100°'и охлаждения в воде до 10°.
При падении горячего материала на плитах появляются воло-
сяные трещины;
д) механическая прочность плит весьма велика — /?сж >
> 2000 кГ/см2\ Rp 150 кГ!см2\ 450 кГ)см2\
е) прочность на ударные нагрузки по испытаниям, проведенным
в УССР, относительно невелика.
Плиты размером 250X250X40 мм, уложенные на слое песка,
при испытании выдерживали без разрушения 0,6 кем. При укладке
§ 9. Выбор типа футеровок
21
плит на цементном растворе сопротивление удару значительно воз-
растает.
Из результатов проведенных испытаний следует, что плиты не-
обходимо укладывать на цементном растворе таким образом, чтобы
вся плоскость их опиралась на раствор без щелей и пустот. Кроме
того, сопротивление ударным нагрузкам резко растет при увеличе-
нии толщины плиты.
Исходя из указанных данных, можно наметить следующие слу-
чаи возможногЬ применения плит:
а) бункера для щебня с кусками весом до 2 кг, т. е. с разме-
рами до 80 мм, при падении их с высоты до 5—6 м, при материа-
лах средней крепости (коэффициент крепости по Протодьяконову—
до 13), независимо от их количества, проходящего через бункер;
б) бункера для щебня с кусками до 60 мм при падении их
с высоты до 8 м, при материалах любой крепости, независимо от
их количества, проходящего через бункер;
в) при материалах с коэффициентом крепости по Протодьяко-
нову 7 и менее при кусках до 200 мм, независимо от высоты па-
дения;
г) наиболее целесообразным яшвногя применение плит для фу-
теровки наклонных поверхностей; подверженных сильному истираю-
щему воздействию. Возможно также применение плит для футеровки
вертикальных поверхностей при выполнении их из сборных панелей.
Футеровка вертикальных поверхностей высотой до 2,5—3 м из
монолитнюго железобетона возможна при условии за-
щиты их от ударов кусков -по верхней грани плиты.
Из произведенного анализа следует, что стоимость каменной
футеровки значительно ниже, чем стальной по капитальным затра-
там, в особенности с учетом эксплуатационных расходов.
Так, 1 м2 стальной листовой футеровки толщиной 12 мм с мон-
тажом стоит 20 руб. 14 коп. (при стоимости 171 руб. за тонну по
ценнику), а стоимость плиток каменного литья толщиной 30 мм
для тех же условий— 13 руб. 50 коп. (при стоимости 148 руб. за
тонну). Это дает снижение капитальных затрат на 33%.
Если учесть, что срок службы стальной футеровки около трех
лет, а футеровки из плиток — около шести лет, тогда полное сни-
жение затрат за срок службы предприятия (около 25 лет) соста-
вит
20 руб. 14 коп.-8—13 руб. 50 коп.-4 0/
-------------------------------------= 0,66, или 66%.
20 руб. 14 коп.-8
Футеровка рельсами (старого д ним и) может ис-
пользоваться для предохранения железобетонных стенок и днища
от разрушения ударами кусков материала (средней крепости по
Протодьяконову) размером до 300 мм, падающими с высоты 5—6 м.
При этом рельсы ставятся вдоль ската воронки.
В некоторых случаях расстояния между осями рельс могут увели-
чиваться до 300 мм, а промежуток между ними должен заполняться
сталебетоном. Это значительно повышает прочность и долговечность
футеровки, но затрудняет ее замену. Такая футеровка может приме-
няться при материалах средней крепости (рис. 11, г).
22 Глава III. Футеровка стенок и воронок и защитные решетки
Таблица 3
Выбор марок стали для футеровки
Степень абра- зивности материала в бункере Характер воздействия: + Ьлалый износ, + + истира- ние, + + + истирание и ударные воздействия Марка стали
рекоменду- ется допускается с сокраще- нием срока службы до 30% допускается с сокраще- нием срока службы до, 50%
—|- ВМСт. 5 ВМСт. Зкп —•
Весьма абразивный 4--г 14Г2 09Г2 35ГЛ 27ГЛ _ 15ГС 14ХГС 24Г 19Г 14Г
! |-1 15ГС 24Г 19Г 14Г
09Г2 35ГЛ 27ГЛ 14ХЦС
। ВМСт. 5 ВМСт. Зкп —
Абразивный —|— 14Г2 09Г2 35ГЛ 27ГЛ 15ГС 14ХГС 24Г 19Г 14Г
+++ 14Г2 09Г2 35ГЛ 27ГЛ 15ГС 14ХГС 24Г 19Г 14Г
—|— ВМСт. Зкп -
Малоабразив- ный ++ ВМСт. 5 ВМСт. Зкп —
ВМСт. 5 ВМСт. Зкп
Примечания: 1. Прокатные листы из стали марок 14Г2, 09Г2, 15ГС, 14ХГС, 24Г, 19Г и 14Г поставляются по ГОСТ 5053 —65. 2. Литые плиты из стали марок 35ГЛ и 27ГЛ — по ГОСТ 7832—55. * 3. Стали марок ВМСт. 5 и ВМСт. Зкп — по группе В ГОСТ 330— 4. Стали ВМСт. 5 и ВМСт. Зкп могут быть заменены на стали ма- рок ВКСт. 5 и ВКСт. Зкп.
§ 9. Выбор типа футеровок
23
В некоторых случаях могут применяться футеровки из стальных
брусков, поставленных горизонтально на расстоянии 150—200 мм
друг от друга (рис. 13). Такая футеровка может применяться только
для мелких материалов, так как удары крупных кусков действуют на
нее разрушающе.
Углубления между брусками заполняются при загрузке мелким
материалом, который предохраняет стенки бункера от разрушения.
Бруски дол5кны изготавливаться из марганцовистой стали 14Г2 или
09Г2 и привариваться к закладным деталям с обеих сторон.
При назначении марок стали для футеровки необходимо учесть,
что сопротивление истиранию в очень большой степени связано
с химическим составом стали.
В связи с этим обычно применяются низколегированные мар-
ганцовистые стали с содержанием марганца от 0,7 до 1,8%.
Так как обычные малоуглеродистые етали значительно хуже
сопротивляются истиранию, то их применение может быть допущено
только при малоабразивных материалах.
При проектировании металличе-
ской футеровки бункеров для ру-
доподготовительных предприятий обычно
принимаются следующие сроки службы
ее без ремонт^ при весьма абразивном
материале:
на малоизнашиваемых поверхно-
стях — не менее 2 лет;
на поверхностях, подвергающихся
истиранию, — 10—15 месяцев;
на поверхностях, подвергающихся
истиранию и ударным воздействиям, —
5—8 месяцев.
При абразивных материалах сроки
службы футеровки увеличиваются на
30—50%, а при малоабразивных — не
менее чем на 100%.
Рис. 13. Фу-
теровка из
разреженных
стальных
брусков
/ — бруски; 2 — закладные де-
тали с анкерами
Выбор 1#арок стали в зависимости
от степени абразивности материала и характера воздействия произ-
водится по табл. 3.
Для защиты бункеров от разрушения горячим материалом воз-
можен ряд решений. Однако все эти решения не проверены прак-
тикой эксплуатации.
Применявшиеся до настоящего времени специальные рельсовые
футеровки, футеровки жароупорным железобетоном и шамотным
кирпичом в металлическом каркасе оказались весьма недолговеч-
ными и металлоемкими.
Необходимо отметить, что металлическая футеровка не может
быть рекомендована, так как при температуре материала до 600—
900° металл деформируется и быстро корродирует.
Для опытного строительства могут быть предложены следую-
щие варианты:
1. Плиты из каменного литья размерами 700 X 700 мм. Плиты
ребристые с толщиной поля около 50 мм и высотой ребер при-
мерно 180 мм, ширина ребер 80—100 мм со скосом (рис. 14, а).
24 Глава III. Футеровка стенок и воронок и защитные решетки
Внутренняя часть заполняется жароупорным бетоном на жидком
стекле.
2. Плиты каменного литья толщиной 50 мм с желобчатой ниж-
ней стороной, которая служит опалубкой для ребристой плиты из
жароупорного железобетона (рис. 14, б).
°) 700
*—------------>
Рис. 14. Футеровка крупными плитами ка-
менного или шлакового литья и крепление
к стенкам бункера
а — ребристая плита каменного литья; б — ком-
бинированная конструкция из ребристой железо-
бетонной и плоской плиты каменного литья; в —
опирание футеровки на стенки бункера
/-г-каменные ребристые плиты; 2— плоские
плиты о рифленой поверхностью; 3 — жароупор-
ный бетон марки 200 на жидком стекле; 4 — реб-
ристая плита из жароупорного железобетона
марки 300; 5 —стенка бункера; 6 — воздушная
прослойка; 7 — козырек; 8 — трубки для выхода
теплого воздуха; 9 — литая плита футеровки
При всех возможных вариантах футеровочные плиты должны
опираться на основные конструкции бункера с воздушной про-
слойкой 120—160 мм. Прослойка эта должна соединяться с цехом
для обеспечения тока воздуха, что предотвращает нагрев конст-
рукции (рис. 14, в). Сверху во избежание забивания воздушных
пазух пылью и мелочью предусматриваются козырьки.
§ 10. Назначение сечений стальной листовой футеровки 25
§ 10. Назначение сечений стальной листовой футеровки
Толщина стальных футеровок назначается в зависимости от
крупности кусков материала, его абразивности, количества прохо-
дящего материала в год и характера воздействия на данный уча-
сток поверхности бункера.
Выбор толщины листовой стальной футеровки в зависимости
от указанных факторов производится по табл. 4.
Для определения характера воздействия материала на стенки
и днища бункеров было произведено специальное обследование ру-
доподготовительных предприятий. На основании этого обследования
можно определить участки поверхности бункеров с разными воз-
действиями. На рис. 15—24 приводятся данные для наиболее ха-
рактерных бункеров и силосов.
Вертикальные стенки бункеров, не подвергающиеся истираю-
щему воздействию при разгрузке (при материалах крупностью ме-
нее 150 мм), не требуется защищать футеровкой. В этих случаях
достаточно увеличивать защитный слой до 35 мм. Ширина листов
футеровки, прикрепляемых сваркой, не должна быть более 800 мм.
Длина листов зависит от грузоподъемности подъемных средств,
которые применяются при монтаже. Это же следует учитывать и
при проектировании размеров литых плит.
Футеровочные плиты должны крепиться болтами диаметром не
менее 36 мм. Болты ставятся не реже, чем через 1 500 -мм по длин-
ной стороне плиты, по две штуки в коротком направлении. Ширина
плит принимается не более 1 200 мм. При закрытых бункерах вес
плит не должен быть более 1,5 т.
Диаметр газовых труб принимается на 10 мм больше диаметра
болтов, а диаметр отверстий в плитах — больше на 5 мм.
Деревянная прослойка, имеющая назначение амортизировать
удар падающих кусков, выполняется из брусьев твердых пород и
пропитывается антисептирующим раствором.
В бункерах должны предусматриваться люки или проемы для
осмотра и ремонта футеровки при эксплуатации. В некоторых слу-
чаях (при тяжелой футеровке и в закрытых бункерах) рекомен-
дуется устройство в них балок для подвески ручных талей.
При проектировании бункеров следует иметь в виду, что стои-
мость футеровки весьма велика и во многих случаях сопоставима
со стоимостью самого бункера, а иногда значительно превосхо-
дит его.
Вследствие этого следует придавать бункерам такую форму,
чтобы возможно меньшая поверхность их подвергалась износу.
С этой целью рекомендуется проектировать бункера таким об-
разом, чтобы образовывались мертвые объемы, заполняемые хра-
нящимся в них материалом. При этом материал будет скользить не
по стенке бункера, а по поверхности слежавшегося материала.
Это наиболее целесообразно для тех участков бункеров, где
имеют место и ударные нагрузки и истирание, так как в этих слу-
чаях стоимость футеровки является наибольшей.
При проектировании футеровки следует учитывать, что в не-
которых случаях необходимо предусматривать обогрев ее для пред-
отвращения примерзания материала к бункеру.
Выбор толщины стальной листовой футеровки
Таблица 4
Степень абразив- ности материала Характер воз- действия на поверхность: +малый износ, + 4- истирание, + + + удары и истирание Толщина футеровки в зависимости от крупности кусков проходящего по ней материала заполнения и количество его в млн. т в год*
Крупность 1500-0 Крупность 900—0 Крупность 400—0 Крупность 250—0 Крупность 100-0 Крупность 25-0
до 1 10 ДО 1 10 ДО 1 10 ДО 1 10 До 1 10 ДО 1 10
Весьма . абра- зивный 16 30 16 30 16 24 12 20 12 20 8 12
-ь 60 ПО 50 90 40 70 40 60 30 60 20 40
90** 160** уд*** 120*** 60 90 50 80 40 80 40 60
Абра- зивный । 16 24 16 24 12 20 10 16 8 12 6 10
40 80 40 80 30 60 20 40 16 30 10 20
60** 120** 50*** дд*** 40 80 40 60 20 40 16 30
Мало- абра- зивный 12 20 12 20 10 16 8 10 6 10 6 6
+ 24 40 24 40 20 30 12 20 10 20 8 16
40 60 40 I 60 30 40 20 30 12 24 10„ 20
* При промежуточных значениях количества проходящего материала толщина футеровки определяется интерполяцией. * * Под футеровкой — дэревянная прослойка толщиной 180—200 мм. * ** Под футеровкой — деревянная прослойка толщиной 160—180 мм. Примечания: 1. Толщина футеровки указана в мм. 2. При толщине до 60 мм применяется прокатная листовая сталь, при толщине больше 60 мм — литые стальные плиты.
План
-J27
Рис. 15. Приемный бункер для материалов крупностью 1500—0 и 900—0
+ малый износ; ++ истирание; + + + удары и .истирание
План
Рис. 16. Приемный бункер для материалов крупностью 1500—0 и 900—0
Рис. 17. Приемный бункер для материалов крупностью 1500—0 и 900—0
18000
Рис. 18. Приемный бункер ^ля материалов крупностью 400—0
7500 3100
План по П-И
Рис. 19. Промежуточный
бункер для материалов
крупностью 400—0
п-п
План
6000
2100
Рис. 20. Приемный бункер для материалов круинеетыо 400—0
ш-ш
План по J-I
Рис. 21. Промежуточный бункер (силос) для материалов крупностью 250—0
Рис. 22. Бункер для материалов крупностью 250—0, 100—0 и 25—0
а — со стальными наклонными стенками; б —с железобетонными наклонными стенками
П-П
План по Г1
Рис. 23. Промежуточный бункер ящичного типа для материалов крупностью 100—0 и 25—0
11500
ДеталЬ боронки
1200^ 1200
. 2УОО
*- — 1 »
1600 1100
Рис. 24. Промежуточный бункер (си-
лос) для материалов крупностью
100—0 и 25—0
800*800
§ 11. Защитные решетки над бункерами
33
Обогрев обычно осуществляется путем установки под съем-
ными участками футеровки стальных труб, по которым циркулирует
теплоноситель.
Как правило, трубы укладываются в пределах деревянной про-
слойки между швеллерами (рис. 25).
При этом деревянная прослойка одновременно является термо-
изолирующим слоем.
о
п z 100* 10
Рельсы узкои^олеи^шаг350-400
116-24 400-600
200*16 шаг 200-250
I- 120*12 шаг400-500
-100*10 шаг
200-250
Рис. 25. Устройство обо-
грева стенок бункера
1 — плита футеровки; 2 —
брусья твердых пород; 3 —
трубы отопления; 4 — кре-
пежные болты; 5 — стенка
бункера
L 130*16
I30 -40
800-900
Рис. 26. Защитные решетки
а, б, в, г — типы решеток, принимае-
мые в зависимости от крупности кусков
и высоты их падения
Система обогрева футеровки должна рассчитываться на под-
держание положительной температуры на внутренней поверхности
футеровки (+1°) в случае отсутствия или наличия заполнения при
расчетной отрицательной температуре воздуха.
§ 11. Защитные решетки над .бункерами
Для защиты стенок и днища бункера от ударов при загрузке
крупнокусковым твердым материалом и предотвращения попадания
больших кусков в дробильное оборудование над бункерами устраи-
ваются защитные решетки, которые одновременно служат для раз-
бивания чрезмерно больших кусков.
В зависимости от твердости материала, крупности и высоты
падения кусков решетки выполняются из старогодних рельсов, свя-
занных между собой поперечными стержнями, из круглой или по-
лосовой стали или из стальной клетки из полосовой стали (для
более мелких материалов).
При загрузке крупными кусками решетки выполняются из
блюмсов или двутавровых балок, защищенных от ударов по верх-
ней полке специальными рассекателями из уголков (типы решеток
показаны на рис. 26, а — г).
34
Глава IV. Расчет элементов бункеров
В случае, если материал падает на решетку с большой высоты,
она должна выполняться из стали с большой ударной вязкостью.
Чаще всего решетки располагаются в неотапливаемых помещениях
или на открытом воздухе, при этом сталь должна обладать низким
порогом хладноломкости.
Этим требованиям отвечает низколегированная сталь марки
10Г2С1 (МК)> имеющая порог хладноломкости около —60°.
Глава IV
РАСЧЕТ ЭЛЕМЕНТОВ БУНКЕРОВ
§ 12. Основы расчета и определение геометрических данных
Каждая стенка бункера испытывает усилия местного изгиба,
возникающего в результате давления материала непосредственно
Рис. 27. Геометрические раз-
меры бункера
1 — середина нижнего основания;
2 — середина верхнего основания;
3 — центр тяжести бункера
на стенку, горизонтальное растя-
жение, вызываемое давлением
материала на поперечные стен-
ки, и скатное растяжение от
влияния расположенного ниже
участка бункера. Кроме того,
стенки участвуют в общем из-
гибе конструкции бункера..
Первая стадия расчета бунке-
ра состоит в определении его
геометрических данных: объема
и веса бункера с заполняющим
его материалом, а также положе-
ния центра тяжести относитель-
но обеих координатных осей.
В симметричных бункерах
центр тяжести располагается в
точке пересечения координатных
осей.
Для наиболее общего случая
бункера, имеющего призматиче-
скую и несимметричную в обо-
их направлениях пирамидальную
часть (рис. 27), основные геометрические данные вычисляются по
следующим формулам:
объем бункера
V = Vnp 4~ Vвор = 02^2^2 4 ~
О
[(2а2 4~ ^1)^2 + 4“ Оя) ^i]>
(1)
§ 12. Основы расчета и определение геометрических данных 35
расположение центра тяжести бункера при условии
его заполнения
Лц = XJir
(<h -|- дг) (^i Ч~ ^г) Ч~ 2(hbi
12V
полного
(2)
, , f («i + а2) (bi + Ь2) + 2^1
ц — 0»1 ' >
истинная высота и углы наклона стенок воронки
(4)
где п — номер рассматриваемой стенки.
Истинная длина ребра пересечения плоскости стенки л с плос-
костью k и угол наклона -этого ребра к горизонту:
’ h'.= ]Ai +<% + <%> (6)
(7)
При проектировании бункеров нужно учитывать, что углы на-
клона ребер к горизонту должны быть не меньше угла трения ма-
териала о стенку бункера.
Двугранный угол, образованный плоскостями стенок п и k
(угол размалковки е) е=180°— где р определяется по формуле
COS р = COS ап COS ak. (8)
Значения углов размалковки
Таблица 5
«1 £ «1 £ «1 £
30° 138°35' 51° 113°20'
31° 137° 17' 41° 124°43' 52° 112°16'
32° 135°59' 42° 123°ЗГ 53° 111°14'
33° 134°42' 43° 122°20' 54° 110°13'
34° 133°25' 44° 12Г10' 55° 109° 12'
35° 132°9' 45° 120°0' 56° 108° 14'
36° 130°53' 46° 118°5Г 57° 107°15'
37° 129°38' 47° 117°43' 58° 106°19'
38° 128°23' 48° 116°36' 59° 105°23'
39° 127°9' 49° 115°30' 60° 104°29'
40° 125°26' 50° 114°24'
36
Глава IV. Расчет элементов бункеров
Во всех указанных формулах обозначения приняты согласно
рис. 27;
Для квадратного бункера с симметричной воронкой двугранные
углы в зависимости от угла наклона стенок приведены в табл. 5.
§13. Определение давления сыпучих тел на стенки бункера
Для расчета любого элемента бункера необходимо определить
давление на его стенки и днище. Давление зависит от высоты
столба находящегося в бункере материала, расположенного над
рассматриваемой точкой, его физико-механических свойств' и угла
наклона к горизонту плоскости, на которой находится эта точка.
В таб л. 1 приложения приводятся необходимые данные для
определения давления сыпучих материалов на плоскости бункера.
Ввиду малой высоты бункеров при обычных расчетах давление
на стенки определяют без учета трения материала о стенки. Давле-
ние принимается направленным перпендикулярно к плоскости
стенки или днища.
Нормативное -вертикальное давление в любой точке бункера
Р°в = А (9)
где Рв — вертикальное давление на горизонтальную плоскость;
7—объемный вес материала;
h — высота слоя материала над данной точкой.
Расчетное давление
1,37Л, (10)
где 1,3 — коэффициент перегрузки.
Нормативное горизонтальное давление на вертикальную стенку
= (И)
Расчетное давление
рг = 1 ,З^Л, (12)
где k — отношение горизонтального давления к вертикальному,
или иначе коэффициент бокового давления.
Здесь
k = tg* (45 —,
где <р — угол внутреннего трения материала (принимается обычно
равным углу естественного откоса).
Эти формулы выведены для сыпучих тел, лежащих в больших
массивах. Применение их для бункера, ограниченного стенками, не
совсем правильно. Однако, учитывая незначительную глубину бун-
керов, ограниченных вертикальными стенками, сложность точного
определения действующих в них горизонтальных сил и отсутствие
достаточных экспериментальных данных, это допущение можно счи-
тать обоснованным.
§ 13. Определение давления сыпучих тел на стенки бункера 37
Нормативное давление материала на наклонные стенки бун-
кера и на воронку определяется формулой
Рп = moth- (,3)
Расчетное давление
рн = 1,3/ПоА О4)
где m0 = cos2 а 4- k sin2 а;
где а — угол наклона плоскости к горизонту.
Значения коэффициента то в зависимости от углов наклона
плоскости а и внутреннего трения ф приводятся в табл. 2 прило-
жения.
Угол .внутреннего трения каждого материала может сильно из-
меняться в зависимости от крупности кусков, наличия одинакового
или разного размера фракции, большей или меньшей угловатости,
влажности и т. д.
Поэтому целесообразно определение его в каждом отдельном
случае лабораторным путем. Если производство такого определения
связано с трудностями, то можно пользоваться средними значе-
ниями, приведенными в табл. 1 приложения. Для ряда материалов
угол ф указан в таблице в известных пределах, так как указать
его точное значение не представляется возможным.
Пользуясь указанными крайними пределами значения угла ф,
в зависимости от физических свойств хранимого материала для
-каждого конкретного случая этот угол должен быть задан точно.
В табл. 1 приложения приведен угол естественного откоса. Для
несвязных, сыпучих материалов угол внутреннего трения приблизи-
тельно равен углу естественного, откоса, а для связных — несколько
меньше его.
Однако для расчетов обычных конструкций можно заменить
углы внутреннего трения углами естественного откоса. Практика
расчетов и эксплуатации построенных по этим расчетам бункеров
дает основание считать эту замену допустимой.
Приведенные в табл. 1 приложения объемные веса материалов
также являются средними, так как они меняются в зависимости от
степени уплотнения.
Степень уплотнения в данной точке зависит от глубины ее на-
хождения от поверхности материала, а объемный вес материала —
также от сроков его хранения. При длительных сроках он уплот-
няется (слеживается), увеличивая объемный вес.
При расчете по’ указанным выше формулам эпюра давления на
стенки и воронку бункера имеет вид, изображенный на рис. 28. По
этой эпюре наибольшее давление на воронку получается внизу,
у ее выходного отверстия, хотя опыт эксплуатации бункеров и,
в особенности, силосов показывает обратную картину.
Вследствие слеживаемости материала и трения его о вертикаль-
ные и наклонные поверхности нормальное давление на стенки зна-
чительно уменьшается по отношению приведенной эпюры, причем
это уменьшение тем значительнее, чем больший слой материала
находится над рассматриваемой точкой.
При расчете бункеров, в которых высота слоя материала срав-
нительно невелика, этим, обстоятельством пренебрегают, принимая
38
Глава IV. Расчет элементов бункеров
Рис. 28. Эпюра давления
материала на стенки бун-
кера
^пюру по рис. 28. Таким путем соз-
дается дополнительный запас проч-
ности.
В практике проектирования
встречаются случаи, когда материал
насыпается над верхней плоскостью
бункера, так как допускается пере-
грузка. Это необходимо учитывать
при определении нагрузок на. стенки
и воронки бункера (рис. 29).
Для случая, когда материал ле-
жит выше бункера под углом естест-
венного откоса, нормативное горизон-
тальное давление на вертикальные
стенки
Рис. 29. Бункер с макси-
мальной перегрузкой
0—0 — сечение, для которого
определяется давление
рО = 7# cos2<p; (15)
расчетное давление
рг — ЬЗу// cos2 <р. (16)
Нормативное вертикальное да-
вление на горизонтальную плоскость
Рв = 1(я + ftoctgatg?); (17)
расчетное давление
Рв = 1.3? (Я + ftoctgatg<p), (18)
где- а — угол наклона днища бункера
к горизонту;
Ф — угол естественного откоса
материала.
Расчетное давление на наклон-
ную стенку бункера или на воронку
Рис. 30. Эпюра давления на
стенку воройки
рн = ] ,37 cos2 а (Н +
+ ft,, ctg a tg <р + Я tg2 а cos2 <р), (19)
где И — глубина рассматриваемого
сечения 0—0 от грани бункера.
Все эти формулы выведены для
состояния предельного равновесия
засыпки, т. е. при появлении сплош-
ной поверхности скольжения.
Для некоторых случаев расчета
стенок бункера удобнее пользоваться
средним давлением на стенку, при-
веденным к равномерно-распределен-
ному. В этом случае среднее расчет-
ное давление определяется по при-
веденным ниже формулам.
§ 13. Определение давления сыпучих тел на стенки бункера 39
Для стенки, имеющей вид трапеции (рис. 30):
а) при бункере с вертикальной стенкой
<7ср —
mo Л । ai . g \ .
3 \ + а2 hl ) ;
(20)
б) при бункере без вертикальной стенки (/*2=0)
1 п , то
<?ср~1,ЗА 3(ai + fl2)
(2oj 4- а2).
(21)
Для треугольной стенки (tii=0) и для стенок, в которых вели-
чина aj весьма мала:
при бункере с вертикальной »стенкой
(22)
при бункере без вертикальной стенки (/*2=0)
<7ср — 1 >3y/*i
т0
(23)
<7ср — 1»ЗуЛ1
где
у — объемный вес материала;
1,3 — коэффициент перегрузки;
т0 = cos2 а 4- k sin2 а;
а; h\\ h2\ ах\ а2— геометрические размеры и^углы бункера.
Все эти формулы выведены для наиболее часто встречающихся
случаев загрузки бункера до верхней его кромки без учета дина-
мического коэффициента; последний следует учитывать только при
загрузке бункеров из сосудов, емкость которых составляет значи-
тельную часть емкости бункера. Максимальное значение динамиче-
ского коэффициента принимается &д=1,4. „
Значение динамических коэффициентов следует принимать по
табл. 6 и учитывать только для расчета стенок и днища бункеров.
Значение коэффициентов динамичности
Таблица 6
Отношение объема загружаемой массы (одного сосуда) к емкости бункера 1 : 2 1 : 3 1 : 4 1 : 5 1 : 6 и менее
Коэффициент динамичности 1,4 1,3 1,2 1,1 1,0
40
Глава IV. Расчет элементов бункеров
§ 14. Определение растягивающих усилий в стенках бункеров
}
В горизонтальном направлении (по ширине стенки). Для вер-
тикальных (призматических) участков бункера -растягивающее уси-
лие от распора материала определяется по формуле (на единицу
высоты)
*=1,3-^, (24)
где 1,3 — коэффициент перегрузки;
Рн — нормальное давление на поперечные вертикальные стенки;
b — ширина поперечных стен на той же глубине;
рн =
Для наклонной (пирамидальной) части бункера
Л\ = —~-------sinoti (25)
2sin2 «з
где b — ширина воронки на
данной глубине;
сс-1 — угол наклона рас-
сматриваемой стенки
к горизонту;
Рн — сумма нормального
давления материала
и нормальной состав-
ляющей собственного
веса стенки на попе-
речные стенки во-
ронки;
рн = 1,ЗуЛ/п0 + 1,1g cos
О2
Рис. 31. Эпюра распределения на-
грузок в несимметричных бунке-
рах
здесь g — собственный вес 1 м2
стенки воронки;
а3 — угол наклона попе-
речной стенки;
1,3 и 1,1 — коэффициенты пере-
грузок.
Ввиду того, что толщина стенки при расчете еще неизвестна,
для определения нагрузок рекомендуется принимать ее приблизи-
тельно равной
25
меньшего размера верхней части воронки.
Для несимметричных бункеров необходимо определять растяги-
вающее усилие от обеих поперечных стенок и брать для расчета
среднее значение.
В скатном направлении (по длине стенки). Растягивающие
усилия в стенках не являются равномерными; они концентрируются
в углах воронки. Опытные данные для оценки неравномерности
отсутствуют, поэтому в расчетах эти усилия при симметричных бун-
керах предполагаются равномерно распределенными вдоль всей
стенки, а при несимметричных — распределенными вдоль каждой
стенки по закону трапеции (рис. 31).
§ 15. Определение изгибающих моментов в стенках бункеров 41
ных
щим
Растягивающие усилия (скатные), действующие в
стенках несимметричных бункеров, определяются
[ формулам:
2V
вертикаль-
но следу ю-
х'у*
(26)
где G — вес бункера,, полностью заполненного материалом
с учетом коэффициентов перегрузки; ,
и Ь2— геометрические размеры бункера;
tx и ty — коэффициенты перераспределения, величина которых
определяется по табл. 5 приложения, в зависимости
от размеров и положения центра тяжести бункера.
В наклонных стенках скатные усилия определяются по тем же
формулам с делением значений усилий на sin аг-, где а» — угол на-
клона соответствующей стенки к горизонту.
Аналогично .определяются скатные растягивающие усилия в лю-
бом сечении воронки.
При помощи тех же коэффициентов tx и ty определяются на-
грузки на колонны по формулам:
Р2=-^-(2-<х)^;
4
/>,= А(2-/х)(2-^;
4
(27)
При этом коэффициенты tx и tv следует определять относи-
тельно точки 1.
§ 15. Определение изгибающих моментов в стенках бункеров
(местного изгиба)
Под влиянием нормального давления в вертикальных и наклон-
ных плоскостях бункеров возникают изгибающие моменты из их
плоскости.
42
Глава IV. Расчет элементов бункеров
Призматические части бункеров. Стенки призматической части
представляют собой прямоугольные плиты. В зависимости от соот-
ношения высоты и ширины плит последние рассчитываются под
треугольную нагрузку, как балочные плиты или плиты, опертые
по контуру.
Расчет производится по табл. 6 и 7 приложения, составленным
А. С. Калм анком.
При соотношении сторон в пределах от 1:1 до .2:1 плиты
Рис. 32. Приведение
трапецеидальной пли-
ты к прямоугольной
рассматриваются как опертые по контуру.
Верхняя^ грань стенки .призматической части бункера бывает сво-
бодной, “тбодно опертой (при наличии плиты перекрытия) или
защемленной (при наличии жесткого же-
лезобетонного перекрытия).
В квадратных бункерах или бунке-
’ рах, отличающихся от квадрата не более
чем на 20%, боковые грани стенок, об-
разованные примыкающими стенками бун-
1 кера, следует рассматривать как защем-
ленные.
Если прямоугольный бункер вытянут,
то для определения моментов в горизон-
тальном направлении необходимо рас-
считать стенки как замкнутые рамы на
часть нагрузки. Расчетная часть нагрузки,
передающаяся на горизонтальную раму,
определяется разложением полной нагрузки на два направления
при помощи таблиц для расчета прямоугольных плит с защемлен-
ными боковыми гранями при соответствующих условиях опирания
остальных граней.
Пирамидальные стенки бункеров. Наклонные стенки бункеров
имеют трапецеидальную форму. В зависимости от соотношения раз-
меров верхнего и нижнего оснований трапеции расчет их на местный
изгиб производится по таблицам для прямоугольных, треугольных
или трапецеидальных плит (табл. 6-18 приложения). При соотно-
шении большего и меньшего оснований а2: >4 плиты рассчитыва-
ются по таблицам для треугольных пластинок, причем для получения
треугольника боковые ребра плиты продлеваются до пересечения.
Высота получения при этом треугольной плиты определяется по
формуле
Ог
а2 — аг
(28)
где Н—высота трапецеидальной стенки (по наклону);
а2 — большее основание трапеции;
а\ — меньшее основание.
При соотношении оснований меньше 4 стенки следует рассчи-
тывать по таблицам для трапецеидальных плит. Таблицы состав-
лены только для симметричных трапеций при некоторых соотноше-
ниях оснований и нескольких случаях заделки граней. Ими можно
пользоваться при малой величине несимметричности трапеции.
При большей величине несимметричности или других отноше-
ниях размеров оснований трапецеидальные плиты приводятся кпря-
§ 16. Определение усилий в стенках от общего изгиба 43
моугольным и рассчитываются по таблицам для прямоугольных
плит. Расчетные размеры прямоугольной плиты (рис. 32) находятся
по формулам:
_ 2 (2aj 4- а2)
расч — ~т~ • “2 ; ;
3 ai + а2
_______ j_j ^2 (^2 ^1)
расч - П — ; —
6 (^i 4- аг)
(29)
(30)
Боковые грани плит считаются заделанными. Нижние и верхние
грани также могут считаться заделанными или свободно опертыми
в зависимости от примыкающих конструкций и жесткости окайм-
ления.
При расчете каждой грани бункера без учета неразрезности на
ребре пересечения получаются разные моменты защемления. В этом
случае расчетные моменты на опоре принимаются равными полу-
сумме моментов защемления обеих примыкающих плит.
Лотковые бункера. В обычных лотковых бункерах отношение
размеров стенок превышает 2. При этом стенки рассчитываются
как неразрезные плиты, имеющие опоры в местах перегибов склад-
ки; при поперечных стенках (диафрагмах) или частых ребрах, а так-
же коротких лотках при соотношении сторон стенки меньше 2 они
рассчитываются как плиты, опертые по контуру.
§16. Определение усилий в стенках от общего изгиба
Усилия от общего изгиба определяются в стенках бункера
приближенными методами без учета взаимного влияния сходящихся
стенок, т. е. путем расчленения на отдельные складки по каждой
стороне бункера.
Расчет производится в зависимости от наличия и высоты приз-
матической части и формы бункера.
В связи с этим бункера разделяются на четыре группы: бун-
кера-воронки, состоящие только из пирамидальной части (рис. 33);
низкие бункера с высотой призматической части меньше половины
пролета; высокие бункера с высотой призматической части, равной
или больше половины пролета; лотковые бункера, у которых и верх-
няя (вертикальная) и наклонная (нижняя) части образуются пря-
моугольными плитами, работающими совместно и представляющими
складчатую конструкцию. В этих бункерах обычно
Необходимо отметить, что в практике проектирования часто
пренебрегают расчетом на общий изгиб бункеров-воронок и низких
бункеров, Вследствие/Этого в нижних частях воронок, где при рас-
чете на местный изгиб и растяжение получаются весьма малые уси-
лия и арматура ставится конструктивно, в некоторых случаях по-
являются деформации — вертикальные трещины. Это доказывает
необходимость расчета на общий изгиб и соответствующего арми-
рования воронок.
44
Г лава IV. Расчет элементов бункеров
Расчет бункеров-воронок
Каждая грань воронки рассчитывается как треугольная балка-
стенка, изгибаемая в своей плоскости. Расчет каждой грани на об-
щий изгиб сводится к определению усилий в двух характерных
сечениях:
а) в середине пролета стенки, где в результате изгиба в нижней
ее части возникают горизонтальные растягивающие усилия. Они
Рис. 34. Определе-
ние усилий в углах
бункера-воронки
Рис. 33. Схемы бункеров для расчета
на общий изгиб
а — бункера-воронки; б — низкие, в — высокие;
г — лотковые
суммируются с усилиями от горизонтального растяжения, вызывае-
мого давлением засыпки на поперечные грани воронки;
б) в угловых сечениях, где основными являются растягиваю-
щие усилия, концентрирующиеся у опор, и усилия среза.
Определение растягивающих усилий в опорном сечении произ-
водится разложением реакции колонн на три направления — по на-
клонному двугранному углу пересечения стенок и по горизонталь-
ным верхним граням воронки (рис. 34). Реакции колонн вычис-
ляются по формулам (27).
Расчетное растягивающее усилие, действующее вдоль двугран-
ного угла воровки, определяется по формуле
sin &
(31)
где Pi — реакция колонны, к которой подходит рассматриваемый
угол воронки;
— истинный угол наклона ребра воронки, определяемый по
формуле (7).
§ 16. Определение усилий в стенках от общего изгиба
45
Расчетные сжимающие усилия, действующие вдоль верхних го-
ризонтальных граней воронки, вычисляются по формулам:
. Na = Pt ctg ₽/ cos фа; (32)
Ne = Pi ctg cos <p6- (33)
Углы фа и фб находят по рис. 34.
Поперечные силы, возникающие в бортовых элементах воронок
у колонн, определяются как опорные реакции простых балок,z за-
груженных трапецеидальной нагрузкой. Схема распределения “этих
нагрузок показана на рис. 31, а их величины вычисляются по фор-
мулам (26).
Рис. 36. Расчетные сечения низкого
бункера при общем изгибе
Рис. 35. Расчетная
эпюра усилий в
трапе цеидальной
балке-стенке
Величины расчетных поперечных сил определяются по фор-
мулам:
+ M (34)
= ~(Ni + 2Ni+i),
(35)
где а — пролет рассматриваемой стороны бункера.
Растягивающие усилия, возникающие в нижней части сечения
стенки в .середине пролета, определяются как в балке-стенке.
Для упрощения расчета ленинградским Промстройпроектом
принят приближенный метод расчета треугольных балок-стенок, ос-
нованный на гипотезе плоских сечений и приводящий к обычным
формулам сопротивления материалов. В расчет вводится только
часть сечения стенки высотой, равной половине расчетного пролета,
или фактическая высота, если она меньше этой величины. Эпюра
напряжений в стенке от общего изгиба принимается прямолиней-
ной. В нижней (не принимаемой в расчет) части балки-стенки на-
пряжения считаются убывающими к вершине треугольника по пря-
мой (рис. 35). Растягивающие напряжения определяются по формуле
= 2L. (Зв)
1F
G
46
Глава IV. Расчет элементов бункеров
где М. — расчетный момент в плоскости стены;
W — момент сопротивления сечения (из однородного материала)
с высотой h=0,5 L.
По эпюре напряжений находятся растягивающие усилия на
участках стенки, которые суммируются с усилиями от горизонталь-
ного растяжения на этих же участках.
По этим усильям подбирается горизонтальная арматура сте-
нок. Опорные сечения бункеров-воронок проверяются на попереч-
ную силу. Поперечная сила определяется по формулам' (34) и (35).
Размеры опорных сечений следует проектировать так, чтобы
удовлетворялось условие
Q < 0,257?ubhQ. (37)
Расчет прочности наклонных сечений по поперечной силе мо-
жет не производиться, если удовлетворяется условие
Q < PpbhQi (38)
где b и ho — размеры сечений стейки по грани опоры.
В случае, если поперечная сила имеет большую величину, тре-
буется определить предельную поперечную силу, воспринимаемую
бетоном сжатой зоны и поперечными стержнями (хомутами) QX6’,
последняя должна быть больше фактически действующей. Верхние,
окаймляющие элементы бункеров воронок в тех случаях, когда они
не связаны с перекрытиями, должны также проверяться на изгиб
из плоскости под влиянием реакции наклонных плит. Эти реакции
определяются по данным табл. 8—15 приложения.
Расчет низких бункеров
При расчете стен низких бункеров необходимо учитывать сов-
местную работу стен призматической части и воронки.
Расчет складчатой конструкции, состоящей из прямоугольной
плиты призматической части и трапецеидальной или треугольной
плиты воронки, весьма сложен, поэтому рекомендуется произво-
дить его упрощенным методом, дающим достаточно точную кар-
тину усилий в сечениях.
В расчет вводится сечение складки (рис. 36), состоящее из вер-
тикальной плиты призматической части бункера и участка наклон-
ной стенки высотой 0,5 L в плоскости наклонной стенки.
Складка рассчитывается по приближенной безмоментной тео-
рии, причем для упрощения расчета все грани ее предполагаются
прямоугольными с расчетным пролетом L. В отдельно стоящем
низком бункере складки состоят из двух граней вытянутой формы
(7—2—5), в многоячейковых низких бункерах промежуточные
складки состоят из трех граней (7—2—3—4), причем обычно грани
2—4 и 3—4 одинаковы.
Расчет двугранной складки 1—2—3
Внешние нагрузки, действующие на бункер, и его собственный
вес с соответствующими коэффициентами перегрузки приклады-
ваются к граням, на которые они действуют, и по ним вычисли-
§ 16. Определение усилий в стенках от общего изгиба
47
ются опорные давления, приложенные в двугранных узлах складки
(точки 2 и 3). Вес засыпки с коэффициентом перегрузки 1, 3 также
распределяется между точками 2 и 3, т. е. между опорами гори-
зонтальной грани (днища) и наклонной стенки бункера (рис. 37,а).
То же самое производится с распором от засыпки. В данном слу-
чае точки /, 2 и 3 являются опорами вертикальной и 'наклонной
граней складки (рис. 37,6).
Затем все нагрузки, приложенные в точках 2 и 3 и не совпа-
дающие с направлениями граней 1—2, 2—3 и 3—6, разлагаются по
направлениям граней, сходящихся ® рассматриваемой точке. Алгеб-
раическая сумма нагрузок, дей-
ствующих на каждую грань,
является для нее расчетной на-
грузкой.
Для определения усилий,
действующих в сечениях гра-
ней (моментов, продольных
нормальны^ и перерезывающих
сил), необходимо предвари-
тельно найти нормальные на-
пряжения di, о2 и о3 в попе-
речных сечениях граней, пред- Рис. 37. Определение расчетных
положив, что вся конструкция нагрузок в гранях складки
выполнена ИЗ однородного ма- С — от веса засыпки; б — от распора
териала и грани связаны между засыпки
собой в точке 2 шарнирно.
Эти напряжения определяются по формулам:
где и Л4ц — изгибающие моменты в плоскости верхней и ниж-
ней граней от действующих на них нагрузок, оп-
ределенные, как в простой балке без учета их
взаимной связи;
/гв и Лн — соответственно высота верхней и нижней граней;
Гв и Гн — площадь сечения верхней и нижней граней;
Oi, о2 и Оз—нормальные напряжения в точках /, 2 и 3.
Зная нормальные напряжения, можно найти расчетные изги-
бающие моменты и нормальные силы, действующие в сечениях
граней, по формулам:
ма = -^-(о,— 01); (42)
^7
48
Глава IV. Расчет элементов бункеров
Ма =
NK =
(Og __ 02);
(°з -г °г)»
(43)
(44)
(45)
где №в и WH — моменты сопротивления поперечных сечений верх-
ней и нижней граней;
Л1В и Мл — расчетные моменты в верхней и нижней гранях;
2VB и NH — нормальные (продольные) силы, действующие в
сечении верхней и нижней граней.
Необходимо отметить, что полученные по этим формулам зна-
чения усилий определены без учета наличия плиты перекрытия над
бункером и нижнего горизонтального участка днища, что несколь-
ко увеличивает запас прочности конструкции. Полученные по фор-
мулам (44) и (45) значения расчетных усилий алгебраически сум-
мируются с продольными растягивающими усилиями, 'возникающи-
ми под влиянием давления на поперечные стенки бункера.
По окончательно найденным моментам и нормальным силам под-
бираются сечения продольной арматуры граней, причем они рас-
считываются на сжатие или растяжение с изгибом.
Для определения сечения продольной арматуры в нижней, не-
учитываемой части стенки воронки условно считаем, что напряже-
ния от величины Оз убывают до нуля в вершине треугольника
(рис. 35). При этой эпюре находятся растягивающие усилия от об-
щего изгиба, которые суммируются с усилиями растяжения, воз-
никающими под влиянием давления на поперечные стенки, на этих
же участках. По найденным усилиям подбирается продольная ар-
матура нижней части воронок. Скалывающее усилие, действующее
вдоль горизонтального двугранного угла (ребра) по линии сопря-
жения двух граней, вычисляется по формуле
(46)
где QB и Qh — поперечные силы в данном сечении вертикальной и
наклонной граней складки от приложенных к ним расчетных на-
грузок, действующих в их плоскости.
Усилие t распределяется в поперечном сечении грани складки
по параболическому закону. Это усилие определяется в тоннах на
1 м у опорных сечений складки в месте наибольших значений QB
и QH. Толщина стенки каждой грани должна удовлетворять ус-
ловию
Qa6 Qb И <2хб Qh«
Величина действующей в поперечном сечении грани перерезы-
вающей силы, не зависящая от участия этой грани в работе склад-
ки, равна величине ее в свободной балке.
Однако необходимо учесть, что наклонные грани воронки не
доходят до опорных конструкций (колонн), и все нагрузки пере-
§ 16. Определение усилий в стенках, от общего изгиба 49
даются на колонны вертикальными стенками. Поэтому перерезы-
вающая сила в вертикальной стенке должна равняться полной ре-
акции опоры от нагрузки на рассматриваемую балку. Сечение вер-
тикальной стенки проверяется по формулам (37) и (38).
Если условие (38) не выполнено, определяется предельная по-
перечная сила, воспринимаемая бетоном сжатой зоны и попереч-
ными стержнями (вертикальными). Эта поперечная сила должна
быть больше действующей.
Расчет складки, состоящей из нескольких граней (А—В—С—D—Е)
Определение расчетных нагрузок и разложение их по направ-
лениям граней производится так же, как при расчете двугранной
складки (рис. 38, б, в).
Рис. 38. Определение расчетных нагрузок л складке из нескольких
граней
а — схема складки; б — разложение сил от вертикальных нагрузок;
в— разложение сил от распора засыпки
Определяются силы взаимодействия Г, действующие вдоль го-
ризонтальных двугранных узлов, из уравнений, количество которых
всегда на одно меньше числа граней складки:
Решая совместно эти уравнения, определяем величины Тв, Тс
и TD.
50
Глава IV. Расчет элементов бункеров
Находим окончательные значения усилий в гранях складки по
следующим формулам:
грань АВ = М1 = М\-Тв^~-
грань ВС N^-, TB-TC-, Мг= М'-тЬ-тЛ
(48)
грань CD TC-TD- Я, = Л4°- Т^-- Т
грань DE = + TD- М*= M°-TD^- ,
где Ti — силы взаимодействия в точках пересечения граней;
F} — площадь сечения соответствующей грани;
Wi — моменты сопротивления граней;
М®—изгибающие моменты в плоскостях граней от действую-
щих на них нагрузок, определенные как в простой балке
без учета их взаимной связи;
Ni — нормальные силы (продольные), действующие в сечении
граней;
Mi — расчетные моменты в гранях.
Нормальные усилия в гранях алгебраически суммируются с про-
дольными растягивающими усилиями, возникающими под влиянием
давления на поперечные стенки бункера. Подбор сечений граней
производится аналогично с подбором сечений двугранной складки.
Уравнения для складки из трех граней получаются из формул -
(47), если в первых двух уравнениях принять Td=-0.
При числе граней более четырех уравнения составляются ана-
логично уравнениям (47).
Расчет складок из трех граней (1—2—3—4), сходящихся
в одной точке
Расчет трехгранной складки также производится по безмомент-
ной теории методом, разработанным В. Д. Липецким. Сущность
этого метода заключается в рассмотрении условий равновесия узла
сопряжения нескольких граней (узел 4, рис. 36) и в определении
напряжений в гранях складки при помощи фокальных отношений.
Изложим его применительно к расчету трехгранной складки
1—2—3—4 (рис. 39). За «лишние неизвестные» приняты усилия
в гранях Si4, S24 и S34, т. е. силы взаимодействия граней.
В силу этого предварительное распределение нагрузок в узле 4
между отдельными гранями не будет иметь значения, поэтому они
могут произвольно распределяться между любыми гранями. Таким
образом, нагрузки на отдельные грани будут распределяться так
же, как в двугранной складке (рис. 37). Расчет сводится к следую-
щим операциям:
§ 16. Определение усилий в стенках от общего изгиба
51
а) определению внешних нагрузок на все грани с учетом пре-
дыдущего замечания (нагрузки рекомендуется приводить к ‘равно-
мерно распределенным);
б) вычислению геометрических размеров граней, углов <р и гр
и их тригонометрических функций, действующих усилий в гранях
от внешних нагрузок и сил взаимодействия (рис. 39).
Рис. 39. Схема трехгранной складки и геометрические размеры
Эти определения рекомендуется сводить в таблицу по типу
табл. 7.
Таблица 7
Расчет складок из трех граней
Показатели Обозначения Номера граней
24 34 14
Площадь сечения в м2 . . . Высота поперечного сечения в м Момент сопротивления в Л13 Внешняя нагрузка в m/м . . Балочные изгибающие момен- ты от нагрузки Моменты от внутренних сил ' взаимодействия F h W я М<>= — 8 мо= 6 8
Тригонометрические величины складки:
углы: <рзь <Р12, <Р2з, гр24, грз4, Ч>14;
синусы: sin фз1, sintpn, sin фгз, sinip24, sinip34, sin гри;
косинусы: cos<p3i, cos<pi2, cos <ргз, cos\p24, созгрз4, cos\pi4.'
52
Глава IV. Расчет элементов бункеров
Узел сопряжения трех граней рекомендуется обозначать наи-
большим номером (4); нагрузки и силы взаимодействия (S) сле-
дует считать положительными, если они направлены от узлов
с меньшими номерами к узлу с большими номерами, и отрицатель-
ными,— если они направлены от узла 4 к остальным узлам.
Моменты считаются положительными, если растянутые волокна
находятся со стороны большего номера, т. е. в точке 4.
Те же правила знаков относятся к величинам сил внутренних
взаимодействий S. Обозначения размеров и углов приведены на
рис. 39.
Определение фокальных отношений X нормальных напряжений
в ребрах производится по следующим формулам:
для крайних узлов
Х14 = /.24 = ^34 “ 2;
для среднего узла
(49)
Определение коэффициентов нормальных напряжений произ-
водится по формулам:
X42 + 1 3
124 - 2^42 1 ’ 142 — 2^42 — 1 >
3 /43 T J
Z41 — 2X«- 1 ’ l34 — 2X43 — 1 >
(50)
Нормальные напряжения во всех ребрах определяются от внешней
нагрузки q на каждую грань отдельно.
Напряжения в ребрах нагруженной грани вычисляются по
формулам:
nQ —______v
*k~ i/?4
^4 .
(51)
§ 16. Определение усилий в стенках от общего изгиба 53
' ".* У . .. -- -- — —
Напряжения в ребрах ненагруженных граней находятся при
помощи фокальных отношений по формуле
_______q4
'ifl~ X
ЛП4
(52)
где k и п — соответственно номера ребер нагруженных и ненагру-
женных граней.
Полученные значения напряжений алгебраически суммируются
для каждого ребра
Определение нормальных напряжений as в реб-
рах от сил взаимодействия граней в трехгран-
ном узле. Напряжения от каждой силы находятся отдельно по
формулам (51) и (52), причем вместо величин Л4° подставляются ве-
личины Эти напряжения выражаются в виде суммы
° Л А (^п) + Л ($24) А (^31)-
Полные значения Gk определяются по формуле
= °* +
Вычисляются значения величин:
q4 — ql . q4 — q2 . q4 — q3
— ------• sin <P23; — -----• sin cp31; —-------sin ?i2-
“14 «24 “34
Составляются три уравнения равновесия узла 4; уравнение
совместности прогибов граней
a 4 —ai
^14
. <3Л--- • q4 q3
Sin <Р23 + -2---------------sin <Р31 + -s------------• sin <р1г = 0;
«24 “34
уравнения проекции сил на оси х и у
$24 COS (р24 *^34 COS Ф34 — 0;
•^24 sin Ф24 ^34 sin -j- S14 sin Ф14 — 0.
Решая совместно эти уравнения, определяем величины 5И,
S24 И S34.
Затем определяются окончательные значения О/<.
По найденным значениям Ой. вычисляются моменты и продоль-
ные нормальные силы, действующие в' гранях по формулам
(42) - (45)
Определение перерезывающих сил. Имея для
каждой грани величину внешней нагрузки и силу взаимодей-
ствия можно определить перерезывающую силу по формуле
I с. I
Qk = Qk— + Sk — .. (54)
54
Глава IV. Расчет элементов бункеров
В эту формулу значения нагрузок для данной грани qk и S*
входят со своими знаками.
Определение скалывающих усилий в ребрах.
Для каждой загруженной внешней нагрузкой грани скалывающие
усилия в ребрах определяются по формулам:
(55)
В этих формулах Xi означает, что величина Q0^берется
в том же сечении, в котором определяется Ц, х2 показывает, что
величины Ok, 04 и MGk4 определяются в любом сечении данной
грани. Так, при определении /4 на опоре свободно опертой балки
величины ал, 04, обращаются в нуль, а их отношение — в неоп-
ределенность. В данном случае все эти величины могут опреде-
ляться для сечения в середине или в любом другом месте пролета.
При наличии разнородных нагрузок величины и опреде-
ляются для каждой нагрузки отдельно и потом суммируются:
tk= 2 Ф h = 2 Ф
Затем эти скалывающие усилия распределяются на другие
грани, примыкающие к узлу 4, по коэффициентам распределения
4 = 4-k, 4
v4—n, 4—k р
г 4—п, 4
2X4_fe>4-l
\—k, 4 (^4, 4—п 2)
(56)
После определения скалывающих усилий в точке 4 всех граней
от нагрузки на каждую грань они суммируются
*4 = 2 (57)
1
Сумма скалывающих усилий /4 всех граней узла должна рав-
няться нулю.
Полученные путем расчета складки усилия общего изгиба сум-
мируются с усилиями на растяжение и местный изгиб, и по ним
подбирается сечение каждой грани.
Расчет складки, содержащей двугранные и трехгранные узлы
Расчет производится путем разделения складки на несколько
систем (рис. 40). Каждую из этих систем следует решать отдельно,
после чего в общих узлах систем прикладываются лишние неиз-
§ 16. Определение усилий в стенках от общего изгиба
55
вестные — силы взаимодействия граней и составляются уравнения
равновесия.
Для упрощения расчета разделение систем следует производить
в тех узлах, где сходятся только две грани. После решений состав-
ленных уравнений определяются усилия в каждой грани по
формулам (39) — (57).
Расчет высоких бункеров
Вертикальные стенки призматической части высоких бункеров
имеют большую жесткость. Поэтому npif расчете обычно прене-
брегают работой наклонных трапецеидальных стен воронки, имею-
щих значительно меньшую жест-
кость.
В этом случае вертикальные
стенки при расчете на общий
изгиб рассматриваются как бал-
ки-стенки, несущие нагрузки от
собственного веса, веса воронки,
засыпки бункера и приложенных
внешних нагрузок.
Нагрузка на балку-стенку
принимается условно равномерно
распределенной, причем необхо-
димо строго разделять фактиче-
ские нагрузки по следующим ти-
пам:
нагрузки, приложенные к
Рис. 40. Схема расчленения
складки на несколько систем
а — первая система; б — вторая си-
стема; в — третья система
верхней грани стенки;
нагрузки, приложенные к нижней грани;
нагрузки от собственного веса стенки.
Расчет балок-стенок сводится к определению горизонтальных
и вертикальных нормальных и касательных напряжений в несколь-
ких наиболее характерных точках, после чего определяются дей-
ствующие в этих точках усилия и их направления. Суммируя уси-
лия в балке-стенке от общего изгиба с усилиями растяжения,
полученными при расчете согласно § 14, находят полные усилия
в сечениях. По этим усилиям находят площадь и точки размещения
арматуры.
Расчет балок-стенок производится по таблицам, в которых по
данным нагрузкам, отношениям высоты стенки к пролету и усло-
виям опирания указываются значения напряжений или усилий, дей-
ствующих в рассматриваемых точках.
Ввиду того, что деформации балок-стенок 1не подчиняются ги-
потезе плоских сечений, изменение напряжений по высоте не под-
чинено закону прямой. В связи с этим армирование балки-стенки
также сильно отличается от обычной балки.
Расчет балки-стенки с защемленными краями, загруженной по
верхней грани, рекомендуется выполнять с помощью таблицы Ла-
зарьяна (табл. 19 приложения). Для расчета балок-стенок с защем-
ленными краями, нагруженных равномерно распределенными на-
грузками по верхней грани и сосредоточенными силами, могут быть
56
Глава IV. Расчет элементов бункеров
использованы табл. 20 и 21 приложения, составленные М. И. Длу-
гачем для разных отношений сторон.
Напряжения в однопролетной квадратной балке-стенке, сво-
бодно опирающейся на два участка нижней кромки, могут опреде-
ляться по табл. 22 приложения, составленной Малиевым и Нико-
лаевой.
Для расчета однопролетной балки-стенки при других отноше-
ниях сторон и нагрузке, равномерно распределенной по верхней
или нижней граням, приводим значения нормальных усилий для
середины пролета (схема А, табл. 23 приложения). В схеме Б ука-
Рис. 41. Схема нагрузки
балки-стенки
опертых на участки нижней
заны нормальные усилия для рав-
номерно распределенной нагрузки на
среднем участке стенки длиной С2=
= 4еп и противодействующей ей на-
грузке, равномерно распределенной
по всему пролету. В случае загрузки
балки-стенки равномерно распреде-
ленной нагрузкой на участке С2 ве-
личины нормальных усилий , в сере-
дине пролета могут быть найдены
путем сложения величин по схеме А
и Б. При этом необходимо учиты-
вать, что величины е могут быть
разными для обеих схем.
Для расчета неразрезных балок-
стенок (средних пролетов), свободно
кромки и нагруженных равномерно
распределенной нагрузкой по нижней грани, приводим значения
нормальных усилий в середине пролета и на опорах при разных
отношениях сторон балки-стенки и разной ширине участков опи-
рания (табл. 24 приложения) *.
Таблицей можно пользоваться и для определения усилий от
собственного веса балки. При этом необходимо к полученным вели-
чинам Nx прибавить сжимающие усилия, определенные по формуле
Nx = _ 2y.bg (1-т), (58)
где g — вес 1 ж2 стенки;
2Ь — высота стенки;
р, — коэффициент Пуассона.
При этом нормальные усилия Ny в точках верхней грани балки
равны нулю, а в точках нижней грани Ny=—2gb.
При загрузке неразрезной балки по верхней ее грани, как это
указано на рис. 41, для расчета можно воспользоваться табл. 24
приложения. Нормальные усилия в пролетах и на опорах для этой
нагрузки будут найдены путем суммирования усилий в сечениях,
сдвинутых на* половину пролета.
Таблицы дают значения усилий в средних пролетах неразрез-
ной балки-стенки. В крайних пролетах эти усилия больше, поэтому
рекомендуется сечение растянутой арматуры внизу балок увеличи-
вать на 40—50% против расчетной арматуры средних пролетов.
* Обе таблицы взяты из книги А. С. Калманка [15].
§ 16. Определение усилий в стенках от общего изгиба
57
Это соображение относится к неразрезным балкам-стенкам, рас-
считанным по табл. 24 приложения, и к крайним пролетам защем-
ленных балок-стенок, рассчитываемым по табл. 19—21 приложения.
Полученные усилия суммируются с усилиями растяжения от дав-
ления на поперечные стенки.
Стержни продольной арматуры подбираются по суммарным уси-
лиям, а поперечной — по значениям моментов, изгибающих балку-
стенку из ее плоскости с учетом значений нормальных усилий в на-
правлении у.
Главные растягивающие напряжения в любой точке опреде-
ляются по формуле
’max = + 4т2У- <59>
где Ох — нормальные напряжения в горизонтальном направлении;
ау — нормальные напряжения в вертикальном направлении;
— касательные напряжения.
Направление главных растягивающих напряжений определяется
углом наклона главных площадок к вертикали <р
tg2T =— —
ах - ау
(60)
Необходимо иметь в виду, что усилия или напряжения нахо-
дятся по таблицам, если толщина стенки равна единице.
По полученным значениям главных растягивающих усилий
определяется количество и направление отогнутых стержней. Для
этой цели, их следует определять в нескольких точках по высоте
у опоры, в особенности в нижней части стенки.
Расчет лотковых бункеров
Лотковый бункер представляет собой двугранную или трехгран-
ную складчатую конструкцию (рис. 42). Грани бункера образуются
прямоугольными, а торцы — плоскими
плитами. В некоторых случаях бункера
разделяются на отсеки поперечными
стенками — плоскими плитами (диаф-
рагмами). Обычно места .диафрагм сов-
падают с расположением колонн про-
мышленного здания.
Складчатая конструкция лоткового
бункера рассчитывается так же, как
складки низкого пирамидального бун-
кера. В тех случаях, когда высота
Рис. 42. Схема лоткового
бункера
1—2—3 — двугранная склад-
ка; 4—5—6—7 — трехгранная
складка
вертикальных стен превышает половину
пролета Я> * расчет производится
без учета наклонной части плиты так же,
как и высокого бункера. Если пролет
бункера L больше, чем расстояние между поперечными диафрагма-
ми, или эти диафрагмы расположены реже, чем" опоры, то грани
58
Глава IV. Расчет элементов бункеров
складки
складок
нецким.
имеют разную статическую схему. В этом случае расчет
следует производить методом, предложенным В. Д. Ли-
Расчет бункеров с железобетонной вертикальной
стенкой и стальной воронкой
Расчет на общий изгиб производится аналогично расчету же-
лезобетонных бункеров. При значительной высоте вертикальной
стенки работой стальной воронки пренебрегают, а вертикальные
стенки рассчитываются как балки-стенки.
При
высоте вертикальной стенки
— учитывается совмест-
ная ее работа с наклонной стенкой стальной воронки. При этом
в расчет вводится сечение складки, состоящее из вертикальной же-
лезобетонной стенки и участка стальной наклонной стенки высотой
н L »
до п! — — в плоскости наклонной стенки. Наклонная стенка условно
предполагается прямоугольной.
Складки рассчитываются по безмоментной теории, которая для
этого случая может считаться единственно правильной. Методы
расчета складок аналогичны изложенным в настоящем параграфе.
Так как стенки выполнены из материалов с разными модулями
упругости, необходимо привести их к однородному материалу.
Для этой цели условно увеличивают толщину металлической
стенки, умножая ее на коэффициент, равный соотношению модулей
упругости стали и бетона данной марки. Таким образом, условная
толщина наклонной стенки определится по формуле
^усл — °
Еб
(61)
где б — истинная толщина стального листа воронки;
Еа = 2 100 000 кГ 1см2.
Eq — принимается по табл. 31 СНиП П-В. 1-62.
Необходимо отметить, что для обеспечения совместной работы
граней складки нужны элементы, могущие воспринять продольные
сдвигающие силы и скатные усилия, появляющиеся в ребрах
складок.
Наибольшие продольные сдвигающие силы в двугранной
складке определяются по формуле (46). В трехгранных складках
эти силы определяются по формулам (55) и (57).
§17. Расчет монолитных бункеров
Статический расчет монолитных бункеров производится в та-
кой последовательности:
а) выписываются все заданные размеры бункера и характери-
§ 18. Расчет сборных, бункеров
59
стики хранящегося в нем сыпучего материала, выполняется схема-
тический чертеж с указанием всех размеров и углов;
б) определяются все геометрические данные и по таблицам на-
ходятся величины k и /п0;
в) определяется давление сыпучего материала на все плоскости
и строятся эпюры этих давлений;
г) находятся растягивающие усилия во всех гранях в горизон-
тальном и скатном направлении;
д) определяются усилия в стенках от местного изгиба;
е) в соответствии с группой бункера находятся усилия от
общего изгиба.
§ 18. Расчет сборных бункеров
Сборные железобетонные бункера после заварки стыков арма-
туры и заливки швов раствором или бетоном на мелком щебне
становятся, по существу, монолитными, поэтому рассчитываются
так же, как и обычные монолитные. Однако следует дополнительно
проверять прочность стыковых соединений и элементов бункера
на усилия, возникающие во время монтажа и при эксплуатации.
Расчет стыков сводится к проверке прочности соединительных
элементов (планок, наладок и т. д.). Их размёры должны обеспе-
чивать наложение сварных швов достаточной длины. Стыки стерж-
ней арматуры рассчитываются по равнопрочности, т. е. на расчет-
ные усилия, определяемые по формуле
Sa = ГаГа, (62)
где Га — площадь стыкуемого стержня;
7?а — расчетное сопротивление арматуры.
При проектировании стыков следует учитывать указания СНиП
П-В. 1-62, пункты 12.50—12.56 и табл. 35 приложения III о длине
стыков с двумя накладками из стержней в пределах: для круглой
арматуры 8 d и для стержней периодического профиля 10 d (при
односторонних швах). Швы соединений арматуры с листами на-
значаются согласно указаниям той же таблицы.
Толщина планок и накладок принимается обычно равной по-
ловине диаметра стержня. Наименьшая толщина закладных ча-
стей 4 мм.
Накладки соединяются между собой внахлестку с приваркой
фланговыми и лобовыми валиковыми швами. Это облегчает выпол-.
нение монтажных операций.
Расчет длины швов производится по формуле
а
0,7йшКсув
(63)
Полную длину фланговых и лобовых швов следует увеличи-
вать на 10—20 мм в зависимости от Толщины шва для учета не-
провара (кратеров) в начале и конце шва.
60
Г лава IV. Расчет элементов бункеров
§ 19. Расчет бункеров смешанной конструкции
Железобетонные плиты ’являются заполнением каркаса и вслед-
ствие этого работают только на местный изгиб. Сборные плиты
рассчитываются как однопролетные, опертые по двум, трем или
четырем сторонам в зависимости от их опирания и соотношения
между пролетами в обоих направлениях. Нагрузкой являются нор-
мальное давление от заполнения и нормальная составляющая -соб-
ственного веса наклонных плит.
Скатная нагрузка при расчете сборных плит не учитывается.
В общем случае нормальная нагрузка на плиту распределена
закону трапеции. Если разница
по
не
нагрузок между краями плит
Рис. 43. Схемы каркаса воронки
а — при сборных или монолитных плитах заполнения; б — при
монолитной плите заполнения
очень велика, ее можно привести к равномерно распределенной со
средним значением.
Монолитные плиты по металлическому каркасу рассчитываются
как неразрезные или опертые по контуру в зависимости от соотно-
шения пролетов в обоих направлениях. В этом случае' нагрузки
в каждом пролете приводятся к равномерно распределенным со
средним значением. При расчете монолитных плит учитывается и
скатная составляющая нагрузок, создающая в плитах растягиваю-
щие усилия. При отсутствии в металлическом каркасе промежу-
точных горизонтальных ребер в расчете монолитных плит должны
учитываться и растягивающие усилия в горизонтальном направ-
лении.
Горизонтальные ребра металлического каркаса воронок рас-
считываются на изгиб от нагрузки, передаваемой плитами, и на
растяжение в горизонтальном направлении — от нагрузки на попе-
речные ребра.
Если заполнением каркаса являются сборные железобетонные
плиты, то горизонтальные ребра каркаса должны воспринимать нор-
мальное давление от заполнения и нормальную составляющую соб-
ственногох веса плит. Для этого ребра должны проектироваться
в виде прокатных двутавров, поставленных нормально к грани
воронки (рис. 43,а).
При заполнении каркаса монолитной железобетонной плитой
ребра могут ставиться и горизонтально и нормально к плоскости
плиты (рис. 43, б).
§ 19. Расчет бункеров смешанной конструкции
61
Горизонтальные ребра (рис. 43,6) допускают осуществление
рамного узла в углу бункера и вследствие этого рассчитываются
как горизонтальные замкнутые рамы.
В зависимости от расчетной схемы плиты воронки по-разному
крепятся к угловым ребрам (рис. 43). Необходимо отметить, что
применение для горизонтальных ребер прокатных двутавровых ба-
лок упрощает их изготовление, но не дает возможности конструи^
ровать рамный узел в углу, поэтому такие балки могут рассчиты-
ваться только как однопролетные.
В случае же применения горизонтальных балок из уголков
(обычно неравнобоких с большей горизонтальной полкой) или из
половины прокатного двутавра с приваренными к ним наклонными
листами усложняется изготовление, но становится возможной ор-
ганизация полноценного рамного узла, что увеличивает общую жест-
кость конструкции и уменьшает расчетные моменты.
В первом случае ребра проектируются с таким расчетом, чтобы
воспринимать всю реакцию от плит. Во втором случае ребра вос-
принимают только горизонтальную составляющую реакции плит.
Для определения горизонтальных составляющих нормальные ре-
акции от плит разлагаются на горизонтальные и скатные направ-
ления (рис. 43, б). При симметричной расчетной схеме угловые мо-
менты в горизонтальных рамах определяются по формуле
Л4уг —
(Pi + Р2с3)
12(1 +с)
(64)
где /1 и 4 — пролеты рамы;
Pi и Р2 — расчетные горизонтальные, равномерные нагрузки на
рассчитываемую раму;
2
Pi =-
Рн
sin а£-
(Рн — нормальная реакция плиты; а/—угол наклона данной плиты
к горизонту).
•Моменты в пролете рамы
(65)
Для квадратных бункеров при /1 = 4 и Pi=рг
МуГ —
р/2
12 ’
(66)
где МуГ — момент в углу рамы.
Горизонтальные продольные усилия в ребрах, вызывающие их
растяжение, определяются по формулам:
Nt = =
(67)
62
Г лава IV. Расчет элементов бункеров
Сечения горизонтальных ребер рассчитываются на внецентрен-
ное растяжение.
Угловые ребра воронок работают на растяжение от собствен-
ного веса и полного веса материала в воронке. Усилие в ребре
определяется из разложения нагрузки на колонну по формуле (31).
Металлический каркас призматической части бункеров смешан-
ной конструкции в зависимости от нагрузок и материала заполне-
ния может проектироваться в виде решетчатых ферм или отдель-
ных горизонтальных балок (рис. 44).
Нижний пояс рассчитывается на растяжение от нагрузки на
ферму, на сжатие от реакции угловых ребер и изгиб в двух пло-
скостях. Раскосы ферм выполняются из полосовой стали и рассчи-
тываются только на растяжение.
Рис. 44. Каркас вертикальной стенки бункера
а — в виде фермы с вертикальными ребрами; б — в виде горизонталь-
ных балок;
1 — верхний пояс фермы; 2 — нижний пояс; 3 — вертикальные ребра;
4 — раскосы ферм; 5 — горизонтальные ребра (балки); 6 — нижняЯ
горизонтальная балка
Горизонтальные балки рассчитываются на давление материала,
заполняющего бункер и при необходимости на изгиб в вертикаль-
ной плоскости от веса заполнения стены. Нижние горизонтальные
балки, расположенные на уровне примыкания угловых ребер, сжи-
маются усилиями от этих ребер и воспринимают вертикальную на-
грузку от заполнения и горизонтальную — от примыкающей к ней
верхней плиты воронки и нижнего участка стены.
Величины сжимающих усилий определяются по формулам (32)
и (33).
При расчете каркаса многоячейковых бункеров необходимо рас-
сматривать случаи одностороннего и двустороннего загружения, так
как при одностороннем загружении уменьшаются нормальные силы,
но появляются значительные изгибающие моменты из плоскости.
Подбор сечений стального каркаса производится по форму-
лам для расчета стальных конструкций в соответствии со СНиП
П-В. 3-62.
Так как горизонтальные ребра каркаса несут только статиче-
скую нагрузку, то они рассчитываются на прочность по пластиче-
скому моменту сопротивления по формуле
з
N \ 2 + Мх J (68)
FmR) WxmR
§ 19. Расчет бункеров смешанной конструкции
63
где N и Мх — абсолютные значения продольной силы и изгибаю-
щего момента относительно оси х—х\
F — площадь сечения элемента нетто;
—пластический момент сопротивления ослабленного
сечения относительно оси х—х, вычисляемый по ука-
заниям СНиП П-В. 3-62 п. 4. 15;
Я — расчетное сопротивление стали растяжению.
Применение этой формулы разрешается лишь при выполнении
требований п. 4. 15 той же главы.
При невозможности выполнения всех требо-
ваний этого пункта
формуле
проверка производится по
(69)
точки се-
•у К,
* х нт
рассматриваемой
Рис. 46. Узел примы-
кания монолитной
плиты к призматиче-
ской части бункера
смешанной конструк-
ции
Мх
1 нт
где у — координата
Рис. 45. Составные сече-
ния ребер бункеров
а — из половины двутавра и
листа; б — из неравнобокОго
уголка и листа
/лит — момент инерции сечения нетто в плоскости действия мо-
мента.
Вводимая в расчет величина 1ГП не должна превышать значе-
ния 1,20 lFmin. Для прокатных двутаврЬвых и швеллерных профи-
лей следует принимать: 1ГП=1,12 W— при изгибе в плоскости
стенки; 1уп=1.,2 W'min — ПРИ изгибе параллельно полкам.
В табл. 8 и 9 приводятся значения моментов сопротивления
при упругой работе материала и пластических моментов сопротив-
ления для наиболее часто встречаемых сечений горизонтальных ре-
бер (рис. 45).
Табл. 8 и 9 составлены для случаев, когда прокатный профиль
расположен перпендикулярно к приваренному к нему листу.
Однако значения пластических моментов сопротивления не из-
меняются и при расположении листа под любым углом. В резуль-
тате этого при расчете по формуле (68) величины могут быть
приняты по этим таблицам независимо от угла наклона воронки.
Величины моментов сопротивления при упругой работе мате-
риала зависят от угла наклона листов и вследствие этого при
Глава IV. Расчет элементов бункеров
Таблица 8
Расчетные характеристики составных профилей из половины
двутавра и листа
Лист аХб Профиль № W max’ слс3 со С Z, см го а? С и.1ШЛ4 : Л Об 1
160X8 1 2 I 30 35.92 1 576 207 197 7,99 227 237
160X8 1 2 I 33 39,56 2 063 258 226 9,10 269 272
160X8 1 2 1 36 43,60 2 639 315 257 10,24 313 309
160X8 1 2 I 40 48,34 3 486 392 297 11,72 383 1 356
160X8 1 45 54,13 4 779 495 355 13,46 458 426
2
160X8 1 2 1 50 61,42 6 367 618 418 15,20 557 502
160X8 1 2 1 55 69,49 8 560 781 502 17,04 671 603
160X8 1 2 I 60 78,47 10 930 948 575 18,98 807 691
160X8 1 2 I 65 88,94 14 326 1 166 691 20,72 946 830
160X8 1 2 1 70 100,41 17 846 1 393 786 22,69- 1132 943
120X6 1 2 I 27 27,18 894 154 ПО 8,10 140 132
120X6 1 2 I 30 30,32 1 180 191 128 9,22 168 154
120X6 1 2 1 33 33,96 1 554 237 150 10,35 198 180
120X6 1 2 I 36 38,00 2 000 290 173 11,51 233 208
120X6 1 2 I 40 42,74 2 655 359 204 13,02 284 245
120X6 1 2 I 45 48,53 3 693 454 249. 14,78 353 300 .
120X6 1 2 I 50 55,82 4 993 567 302 16,50 440 363
120X6 1 2 I 55 63,89 6 846 721 373 18,31 541 448
120X6 1 2 - I 60 72,87 8 820 875 436 20,22 664 524
Таблица 9
Расчетные характеристики составных профилей из неравнобокого уголка и листа
Лист ахЗ Уголок 1х , см* ^тах » см3 ^min • см3 z, см ^пл • см3 l.MW'min
160X8 100X63 Х8 25,40 445 113 64,6 3,91 89,3 77
160X8 110X70 Х8 26,70 576 129 78,5 4,46 107 94
160x8 125x 80 Х8 28,80 813 152 . 101 5,32 137 122
160x8 125x80 ХЮ 32,50 907 158 119 5,71 157 143
160X8 140X90 ХЮ 35,00 1227 185 150 6,63 192 180
160x8 160X100X10 38,10 1727 220 192 7,82 238 231
160X8 180X110X10 41,10 2333 258 238 9,02 288 286
160x8 200X125X12 50,70 3406 339 316 10,76 383 379
120x6 75x50 Хб 14,45 144 48,5 28,4 2,99 38,8 34
120X6 80X50 Хб 14,75 166 52,3 30,8 3,19 42,4 37
120X6 90x56 Хб 15,74 228 60,9 39,0 3,75 53,1 47
120X6 90x 56 х8 18,38 262 63,9 47,9 4,11 63,8 57
120X6 100 x63 Хб 16,79 304 70,1 48,6 4,34 64,7 58
120X6 100x63 Х8 19,80 350 73,9 59,8 4,74 77,1 71
120X6 100x 70 Х8 21,10 445 83,1 71,4 5,36 90,7 85
120X6 125X80 Х8 23,20 636 100,0 94,0 6,33 113 113
120X6 125x 80 ХЮ 26,90 707 109,0 106,0 6,64 127 128
120x6 140x90 ХЮ 29,40 957 137,0 125,0 7,64 155 150
120x6 160X100X10 32,50 1354 176,0 151,0 8,92 192 182
66
Г лава IV. Насчет элементов бункеров
расчете по формуле (69) должны определяться для каждого
случая.
В некоторых случаях монолитная плита воронки связывается при
помощи выпусков с железобетонной балкой призматической части
бункера. При этом все скатные усилия передаются на вертикаль-
ные стенки через плиту, а угловые ребра металлического каркаса
воронки работают только на нагрузку при бетонировании плиты,
т. е. на вес сырого бетон а с опалубкой и временной нагрузкой
(рис. 46).
§ 20. Расчет бункеров круглой формы
Цилиндрическая часть круглых бункеров рассчитывается на ра-
стяжение от горизонтального давления материала засыпки. Это
давление, как и в прямоугоЛЬНых бункерах, принимается без учета
трения материала о стенкц и без учета ограниченности массива
стенками
сг = 1 t3k^h.
Расчетное растягивающее усилие на стенку круглого бункера
N Ргг = liSkyhr, (70)
где г — внутренний радиус цилиндрической части бункера.
Толщина вертикальных стенок должна быть проверена на рас-
крытие трещин в соответствии с § 10. 1—10.5 СНиП П-В. 1-62.
Плоские днища круглых бункеров рассчитываются по формулам
и таблицам для расчета круглых пластинок под равномерной, на-
грузкой. Моменты в свободно лежащей круглой пластинке опре-
деляются по формулам:
<3 + ,) р - (-i-)’] ;
м‘ = (3+|х) “(1 + 3|х) (т)2 ’
(71)
где Мг — момент в радиальном направлении для расчета радиаль-
ной арматуры;
Mt — момент в кольцевом направлении для расчета кольцевой
арматуры;
ц — коэффициент Пунсона, принимаемый обычно равным
нулю;
7? — радиус бункера (внутренний);
х — расстояние от центра пластинки до рассматриваемой точки;
Рв — расчетная нагрузка на днище, равная
Рв 1,3^4- 1,1g,
здесь g — собственный вес Влиты днища.
§ 20. Расчет бункеров круглой формы
67
Моменты в защемленной круглой пластинке определяются по
формулам:
(1 4- Р-) — (1 4- Зр.)
РвК2
16
(72)
В табл. 25—27 приложения приведены значения коэффициентов
для определения радиальных и тангенциальных моментов в сво-
бодно лежащей пластинке. Величины моментов в защемленной пла-
стинке получаются путем вычи-
тания значения опорного момен-
та защемления из табличных
значений.
Конические днища бункеров
рассчитываются на растяжение
от кольцевых усилий и усилий
вдоль образующей конуса (ме-
ридиональных). Расчетные мери-
диональные и кольцевые усилия,
действующие в конических дни-
щах, определяются по следую-
щим формулам (рис. 47):
Рис. 47. Расчетные усилия в
конических днищах
кольцевое
РьШьУ
г ~ . I
sin a tg а
меридиональное
Q 4~ тгг2рв
27crsina
(73)
(74)
где Q — расчетный вес заполнения и воронки ниже рассматривае-
мого сечения;
Рв — расчетное вертикальное давление засыпки на уровне се-
чения I—/;
= cos2 a -f- k sin2 а;
г — радиус круга воронки в сечении I—/;
у — высота сечения над вершиной конуса;
а — угол наклона стенки конуса.
В случае, если бункер подвешен к вышележащей конструкции,
цилиндрическая его часть рассчитывается также на растяжение в
вертикальном направлении.
Расчетное растягивающее усилие в стенке
(75)
где Q — расчетный вес бункера, полностью заполненного материа-
лом.
Mt =
68
Глава V. Подбор сечений элементов ж.-б. бункеров
Глава V
ПОДБОР СЕЧЕНИЯ ЭЛЕМЕНТОВ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ БУНКЕРОВ
§21. Подбор сечений центрально растянутых элементов
При расчете по прочности центрально растянутых железобе-
тонных элементов должно соблюдаться условие
N = KaFa,
(76)
где N — действующее в конструкции расчетное усилие;
7?а — расчетное сопротивление арматуры;
Га — площадь сечения продольной рабочей арматуры.
Центрально растянутые элементы бункеров круглой формы,
выполняемые без предварительного напряжения, должны рассчиты-
ваться по раскрытию трещин.
При этом, если соблюдается условие СНиП П-В. 1-62 (§ 10. 1а
и условие 148), проверки ширины раскрытия трещин, нормальных
к продольной оси элемента, не требуется
N < RTF 4- 300Га, (77)
где N — усилие от нормативных нагрузок;
F — площадь сечения бетона;
Га — площадь сечения арматуры;
/?т — расчетное сопротивление бетона растяжению.
Ширина раскрытия трещин, нормальных к продольной оси
элемента ат, должна определяться по формуле
। а 1
ат — та г? • *т>
(78)
где /т — расстояние между трещинами;
Еа — модуль упругости арматуры;
(79)
Значение фа при длительном действии нагрузки определяется
по формуле
Фа = 1-0,35-^-, (80)
N6T =
— нормативное
где
сопротивление бетона растяжению.
N6t
При этом, если отношение —— > 1 то в формуле (80) его сле-
дует принимать равным 1.
§ 22. Подбор сечений внецентренно растянутых элементов 69
Расстояние между трещинами /т определяют по формуле
(81)
где
s — периметр сечения арматуры без учета выступов и ребер;
т] — коэффициент, зависящий от вида продольной растянутой
арматуры, принимаемый равным:
для стержней периодического профиля г) = 0,70;
для гладких горячекатаных стержней т) = 1;
для обыкновенной арматурной проволоки, применяемой в свар-
ных каркасах и сетках, ij=l,25.
§ 22. Подбор сечений внецентренно растянутых элементов
Расчет сечений производится при помощи таблиц. Табл. 10—14
составлены для подбора сечения арматуры внецентренно растяну-
тых плит прямоугольного сечения шириной 100 см при условии при-
менения бетона марки 200, Fh=100 кГ/см2 и арматуры горячека-
тайой периодического профиля из стали класса А-П, Fa =
=2700 кГ/см2.
По этим таблицам в зависимости от заданных величин N и
h находят Fa и F'a.
Ниже жирной линии указанных таблиц расчетное значение
арматуры F'a=0.
Выше жирной линии в числителе указана площадь сечения ра-
бочей арматуры Fa, в знаменателе — площадь сечения арматуры
Fa'. Размерность: М в тм; N в т; Fa и Fa' в см2.
Если требуется определить площадь арматуры с расчетным
сопротивлением, отличным от принятого в таблицах, то первона-
чально следует определить необходимую площадь арматуры, соот-
ветствующую Fa=2 700 кГ1см2, а затем умножить полученное зна-
2700
чение на величину , где Fa — расчетное сопротивление факти-
чески устанавливаемой арматуры.
Формулы для расчета внецентренно растянутых элементов
Для внецентренно растянутых элементов прямоугольного се-
чения, не охваченных таблицами, расчет приводится ниже.
Первый случай. Сила N приложена за пределами рас-
стояния между равнодействующими усилиями в арматуре А и А1—
большой эксцентриситет, е'>А0—аг (рис. 48).
70 Глава V. Подбор сечений элементов ж.-б. бункеров
Таблица 10
Плита толщиной h = 12 см, h0 = h — 2 см
м Значения площади сечения рабочей арматуры Fa и F при N 3
0 1 2 3 4 5 6 7 8
0,2 1,00 1,00 1,18 1,41 1,63 1,85 2,04 1,00 2,22 1,00 2,41 1,00
0,4 1,50 1,72 1,94 2,16 2,38 2,60 2,82 3,04 -3,20
0,6 2,29 2,51 2,72 2,93 3,15 3,36 3,58 3,80 4,00
0,8 3,09 3,30 3,51 3,72 3,92 4,15 4,36 4,57 4,78
1,0 3,91 4,12 4,33 4,53 4,74 4,94 5,15 5,36 5,57
1,2 4,75 4,95 5,16 5,35 5,56 5,76 5,97 6,17 6,38
1,4 5,62 5,80 6,00 6,20 6,40 6,60 6,80 7,00 7,20
1,6 6,50 6,69 6,88 7,08 7,26 7,46 7,66 7,85 8,05
1,8 7,40 7,59 7,78 7,96 8,15 8,35 8,54 8,73 8,92
2,0 8,35 8,54 8,71 8,89 9,07 9,25 9,44 9,63 9,81
2,2 9,33 9,49 9,67 9,84 10,03 10,20 10,39 10,56 10,74
2,4 10,30 10,48 10,66 10,83 11,01 11,17 11,34 11,51 11,69
2,6 11,38 11,54 11,69 11,85 12,01 12,17 12,34 12,51 12,68
Таблица 11
Плита толщиной h = 15 см, hQ = h — 2,5 см
м Значения площади сечения рабочей арматуры Fa и F при N 3
0 1 2 3 4 5 6 8 10 12
0,2 1,25 1,25 1,25 1,26 1,48 1,67 1,25 1,85 1,25 2,22 1,25 2,59 1,25 2,96 1,48
0,4 1,25 1,42 » 1,64 1,86 2,08 2,30 2,52 2,96 3,33 1,25 3,70 1,25
0,6 1,82 2,03 2,25 2,46 2,68 2,90 3,12 3,56 4,02 4,44
0,8 2,44 2,65 2,86 3,08 3,29 3,51 3,73 4,16 4,60 5,04
1.0 3,06 3,28 3,49 3,70 3,92 4,13 4,34 4,77 5,21 5,64
1,2 3,71 3,91 4,12 4,34 4,54 4,76 4,97 5,40 5,83 6,26
1.4 4,35 4,56 4,77 4,98 5,18 5,39 5,60 6,03 6,45 6,88
1,6 5,01 5,21 5,42 5,63 5,84 6,04 6,25 6,67 7,09 7,51
1,8 5,69 5,88 6,09 6,29 6,49 6,70 6,90 7,32 7,73 8,15
2,0 6,38 6,58 6,77 6,96 7,16 7,36 7,57 7,97 8,39 8,80
2,2 7,06 7,25 7,44 7,65 7,85 8,04 8,25 8,64 9,05 9,46
2,4 7,76 7,96 8,15 8,34 8,54 8,73 8,93 9,33 9,73 10,12
2,6 8,49 8,67 8,86 9,05 9,24 9,44 9,63 10,02 10,41 10,81
2,8 9,25 9,39 9,59 9,78 9,96 10,14« 10,34 10,73 11,11 11,50
3,0 9,95 10,15 10,33 10,50 10,69 10,88 11,07 11,44 11,82 12,21
3,2 10,75 - 10,91 11,08 11,26 11,45 11,63 11,81 12,17 12,55 12,92
3,4 11,55 11,68 11,85 12,03 12,21 12,39 12,56 12,93 13,30 13,65
3,6 12,35 12,47 12,63 12,81 12,98 13,16 13,33 13,69 14,05 14,41
3,8 13,15 13,28 13,44 13,61 13,77 13,96 14,13 14,46 14,82 15,17
4,0 13,95 14,12 14,27 14,44 14,59 14,76 14,92 15,25 15,61 15,94
Таблица'12
Плита толщиной h = 20 см, h0 = h —2,5 см
м —’ f Значения площади сечения рабочей арматуры Fa и F. при N
О ** 3 4 5 6 3 10 12 14 16 18 20
1,0 2,56 2,77 2,98 3,19 3,40 3,81 4,23 4,66 5,06 1,75 5,43 1,75 5,80 1,75 6,17 1,75
1,2 3,00 3,21 3,41 3,62 3,83 4,24 4,66 5,08 5,51 5,93 6,30 1,75 6,67 1,75
1,4 3,44 3,65 3,85 4,06 4,26 4,68 5,09 5,51 5,93 6,35 6,77 7,16 1,75
1,6 3,88 4,09 4,29 4,49 4,70 5,12 5,53 5,94 6,36 6,78 7,20 7,62
1,8 4,33 4,53 4,74 4,94 5,15 5,55 5,96 6,38 6,79 7,21 7,63 8,04
2,0 4,78 4,98 5,19 5,39 5,59 6,00 6,41 6,81 7,23 7,64 8,06 8,47
2,2 5,24 5,43 5,64 5,84 6,04 6,44 6,85 7,26 7,67 8,08 8,49 8,91
П родолжение
м Значения площади сечения рабочей арматуры Fa и F' 3 4 при 7V
2 3 4 5 6 8 10 12 14 16 18 20
2,4 5,69 5,89 6,09 6,30 6,49 6,89 7,30 7,70 8,11 8,52 8,93 9,34
2,6 6,16 6,35 / 6,55 6,75 6,95 7,34 7,74 8,15 8,55 8,96 9,37 9,78
2,8 6,62 6,81 7;oi 7,20 7,40 7,80 8,20 8,60 9,00 9,41 9,81 10,22
3,0 7,08 7,28 7,48 7,68 7,87 8,26 8,65 9,05 9,45 9,86 10,26 10,67
3,2 7,55 7,75 7,94 8,14 8,34 8,72 9,12 9,51 9,91 10,31 10,71 11,11
3,4 8,03 8,22 8,41 8,60 8,80 9,19 9,58 9,97 10,37 10,76 11,16 11,56
3,6 8,51 8,69 8,89 9,08 9,27 9,66 10,05 10,44 10,83 11,22 11,62 12,02 ч
3,8 8,99 9,18 9,37 9,56 9,75 10,13 10^52 10,91 11,30 11,69 12,08 12,47
П родолжение
м Значения площади сечения рабочей арматуры Fa и F при N 3
2 3 4 5 6 8 10 12 14 16 18 ' 20
4,0 9,47 9,67 9,86 10,05 10,23 10,61 10,99 11,37 11,76 12,15 12,55 12,94
4,2 9,97 10,16 10,35 10,53 10,72 11,09 11,47 11,85 12,23 12,62 13,01 13,40
4,4 10,45 10,64 10,83 11,02 11,20 11,58 11,96 12,33 12,71 13,09 13,48 13,87
4,6 10,97 11,15 11,33 11,51 11,70 12,08 12,45 12,82 13,19 13,57 13,95 14,34
4,8 11,46 11,65 11,83 12,02 12,20 12,56 12,93 13,30 13,68 14,06 14,43 14,81
5,0 11,98 12,17 12,34 12,51 12,70 13,06 13,43 13,80 14,16 14,55 14,92 15,30
5,2 12,48 12,67 12,85 13,04 13,21 13,57 13,93 14,29 14,66. 15,04 15,41 15,78
5,4 13,00 13,19 13,37 13,54 13,72 14,08 < 14,44 14,80 15,16 15,52 15,89 * 16,26
Продолжение
м Значения площади сечения рабочей арматуры Fa и F при N
2 3 4 5 6 8 10 12 14 16 18 20
5,6 13,53 13,72 13,89 14,06 14,24 14,58 14,95 15,30 15,66 16,03 16,39 16,76
[5,8 14,07 14,23 14,41 14,58 14,76 15,11 15,46 15,82 16,17 16,53 16,89 17,26
6,0 14,59 14,78 14,94 15,12 4 15,29 15,63 15,97 16,33 16,69 17,04 17,40 17,76
6,2 15,14 15,32 15,50 15,64 15,82 16,16 16,51 16,85 17,20 17,54 17,91 18,27
6,4 15,69 15,86 16,04 16,20 16,35 16,69 17,03 17,38 17,72 18,07 18,42 18,77
6,6 16,24 16,41 16,58 16,74 16,91 17,25 17,57 17,91 18,25 18,59 18,93 19,28
6,8 16,79 16,96 17,13 17,29 17,46 17,77 18,12 18,46 18,78 19,12 19,47 19,82
7,0 17,37 17,51 17,69 17,84 18,01 18,34 18,67 18,98 19,32 19,66 20,00 20,34
Таблица 13
Плита толщиной h — 25 см, h$ = h — 3 см
Значения площади сечения рабочей арматуры Га и при N ч
м 5 ; 6 8 10 12 14 16 18 20 25 30
2,0 4,46 4,67 5,08 5,49 / 5,90 1 6,32 6,74 7,16 7,57 8,53 2,20 9,45 2,20
2,2 4,81 5,01 5,42 5,84 6,25 6,66 7,08 7,50 7,91 8,92 2,20 9,84 2,20
2,4 5,16 5,36 5,77 6,18 6,59 7,01 7,42 7,84 8,25 9,30 10,23 2,20
2,6 5,51 5,72 6,12 6,53 6,94 7,35 7,76 8,18 8,5,9 t 9,64 10,62 2,20
2,8 5,87 6,07 6,47 6,88 7,29 7,70 8,11 8,52 8,94 9,98 11,01 2,20
3,0 6,22 6,42 6,83 7,23 z 7,64 8,05 8,46 8,87 9,28 10,32 11,36
Продолжение
м Значения площади сечения рабочей арматуры Fa и F при N ' 3
5 6 8 10 12 14 16 18 20 25 30
3,2 6,58 6,78 7,18 : 7,58 7,99 8,39 8,80 9,21 9,62 10,66 11,70
3,4 6,93 7,13 7,54 7,94 8,34 8,75 9,15 9,56 г~ 9,97 11,00 12,04
3,6 г 7,29 7,50 7,90 8,29 8,70 9,10 9,51 9,91 10,32 11,35 12,38
3,8 7,66 7,86 8,26 8; 66 9,05 9,45 9,86 10,26 10,67 11,69 12,73
4,0 8,02 8,22 8,62 9,01 9,41 9,81 10,21 10,62 11,02 12,04 13,07
4,2 8,38 8,58 8,98 9,37 9,77 10,17 10,57 10,97 11,37 12,39 13,42
4,4 8,75 8,95 9,34 9,73 10,13 10,53 10,93 11,32 11,73 12,74 13,76
4,6 9,12 9,32 9,70 10,10 10,49 10,89 11,29 < 11,69 12,08 13,10 14,11
Продолжение
м Значения площади сечения рабочей арматуры Fa и F* z 2 при N
5 6 8 10 12 14 16 18 20 25 30
4,8 9,49 9,69 10,08 10,.46 10,86 11,25 11,65 12,04 12,45 13,45 14,46
5,0 9,86 10,06 10,45 10,84 11,22 11,61 12,01 12,41 12,80 13,81 14,82
5,2 10,24 ч 10,44 10,81 11,21 11,59 11,98 12,37 12,77 13,16 14,16 15,17
5,4 10,62 10,81 11,19 11,57 11,97 12,35 12,74 . 13,13 13,53 14,52 15,52
5,6 10,99 11,18 11,57 11,95 12,33 ч 12,73 13,11 13,50 13,89 14,89 15,88
5,8 11,37 11,56 11,94 12,32 12,71 13,09 13,49 13,87 14,26 15,25 16,24
6,0 11,76 11,94 12,32 12,70 13,08 13,47 13,85 14,24 14,'63 15,61 16,60
6,2 12,14 12,33 12,70 13,08 13,46 13,84 . 14,23 14,61 15,00 15,97 16,96
П родолжение
м Значения площади сечения рабочей арматуры Fa и F' при N а
5 6 8 10 12 14 16 18 20 25 30
6,4 12,53 12,71 13,08 13,45 13,83 , i 14,22 14,60 14,99 15,37 16,35 17,32 /
6,6 12,91 13,10 13,47 13,84 14,22 14,59 14,97 15,37 15,75 16,71 17,69
6,8 13,31 13,49 13,86 14,22 14,60 14,98 15,36 15,74 16,13 17,08 18,06
7,0 13,70 13,89 14,25 14,62 15,00 15,36 15,74 16,12 16,50 17,46 18,43
7,2 14,09 14,28 14,65 15,01 15,38 15,75 16,12 16,50 16,88 17,84 18,80
7,4 14,50 14,67 15,03 15,40 15,76 16,14 16,51 16,88 17,26 18,21 19,17
7,6 14,89 15,07 15,42 15,79 J6,16 16,52 16,90 17,27 17,64 18,59 19,55
7,8 15,30 15,47 15,83 16,18 16,55 16,92 17,28 17,66 18,03 18,96 19,92
Продолжение
м Значения площади сечения рабочей арматуры Га и F при N 3
5 6 8 10 12 • 14 16 18 20 25 30
* 8,0 15,70 15,88 16,24 , 16,59 16,94 17,31 17,68 18,05 18,43 19,35 20,30
8,2 16,11 16,29 16,65 17,00 17,35 17,72 18,07 18,44 18,81 19,74 20,67
8,4 16,51 16,69 17,05 17,39 17,76 * 18,11 18,47 18,83 19,20 20,13 21,06
8,6 16,92 17,09 17,45 17,81 18,16 18,52 18,87 19,23 19,59 20,52 21,45
8,8 17,34 17,51 17,85 18,20 18,57 18,91 19,28 19,63 19,99 / 20,91 21,83
9,0 17,76 17,92 . 18,27 18,61 18,97 19,33 . 19,67 20,05' 20,39 21,30 22,22
Плита толщиной h = 30 cjh, Ло = h — 3 см
Таблица 14
м Значения площади сечения рабочей арматуры Fa и F' при N э
5 . 6 8 10 12 х.14 16 18 20 22 24 26 28 30 35 40
2,0 3,79 3,99 4,39 4,81 5,22 5,62 6,04 6,42 2,70 . 6,79 2,70 7,16 2,70 7,53 2,70 7,90 2,70 8,27 2,70 8^64 2,70 9,57 3,40 10,49 4,32
2,2 4,07 4,27 4,68 5,08 5,49 5,90 6,31 6,72 7,10 2,70 7,47 2,70 7,84 2,70 8,21 2,70 8,58 2,70 8,95 2,70 9,88 3,09 10,80 4,01
2,4 4,35 4,55 4,96 5,36 5,77 6,18 6,58 7,00 7,41 2,70 7,78 2,70 8,15 2,70 8,52 2,70 8,89 2,70 9,26 2,70 10,19 2,78 11,11 3,70
2,6 4,63 4,83 5,24 5,64 6,05 6,45 6,86 7,27 7,68 8,09 2,70 8,46 2,70 8,83 2,70 9,20 2,70 9,57 2,70 10,49 2,70' 11,42 3,40
2,8 4,92 5,12 5,52 5,92 6,33 6,73 7,14 7,55 7,96 8,37 8,77 2,70 9,14 2,70 9,51 2,70 9,88 2,70 10,80 2,70 11,73 3,09
3,0 5,20 5,40 5,80 6,20 6,61 7,01 7,42 7,83 8,23 8,64 9,05 9,44 2,70 9,82 2,70 10,19 2,70 11,11 2,70 12,04 2,78
3,2 5,48 5,68 6,09 6,48 .6,89 7,29 7,70 8,10 8,51 8,92 9,33 9,74 10,12 2,70 10,49 2,70 11,42 2,70 12,35 2,70
3,4 5,77 5,97 6,37 6,77 7,17 7,57 7,98 8,38 8,78 9,20 9,60 10,01 10,43 10,80 2,70 11,73 2,70 12,65 2,70
Продолжение
М Значения площади сечения рабочей арматуры Ла и / а при N
5 6 8 10 12 14 ' 16 18 20 22 24 26 28 30 35 40
3,6 6,06 6,26 6,65 7,05 7,45 7,85 8,26 8,66 9,07 9,47 9,88 10,29 10,70 11,11 2., 70 12,04 2,70 12,96 2,70
3,8 6,34 6,54 6,94 7,34 7,73 8,13 8,54 8,94 9,34 9,75 10,16 10,57 10,98 11,39 12,35 2,70 13,27 2,70
4,0 6,63 6,83 7,22 7,62 8,02 8,42 8,82 9,22 9,63 10,03 10,44 10,84 11,25 11,66 12,66 2,70 13,58 2,70
4,2 6,92 7,12 7,51 7,91 8,30 8,71 9,10 9,50 9,91 10,31 10,72 11,12 11,53 11,94 12,96 2,70 13,89 2,70
4,4 7,21 7,40 7,80 8,20 8,59 8,99 9,39 9,79 10,19 10,59 11,00 11,40 11,81 12,22 * 13,24 14,20 2,70
4,6 7,50 7,69 8,09 8,48 8,88 9,28 9,67 10,07 10,47 10,87 11,28 1 11,68 12,09 12,49 13,51 14,51 2,70
4,8 7,79 7,99 8,38 8,77 9,17 9,56 9,96 10,35 10,76 11,16 11,56 11,96 12,37 12,77 13,79 14,82 2,70 /
5,0 8,08 8,28 8,66 9,06 9,45 9,85 10,25 10,64 11,04 11,44 11,84 12,24 12,65 13,05 14,07 15,09
Продолжение
м Значения площади сечения рабочей арматуры Fa и / 7'& при N
5 6 8 10 12 14 16 18 . 2 О’ 22 24 26 28 30 35 40
5,2 8,38 8,57 8,96 9,34 9,75 10,14 10,53 10,93 11,32 11,72 12,12 12,52 12,92 13,33 14,34 15,36
5,4 8,67 8,86 9,25 9,64 10,03 10,42 10,82 11,22 11,61 12,01 12,41 12,81 13,21 13,61 14,62 15,64
5,6 8,97 9,16 9,55 9,93 10,32 10,72 11,11 11,50 11,90 12,30 12,69 13,09 13,49 13,89 14,90 15,92
5,8 9,26 9,45 9,84 10,23 10,62 11,01 /11,40 11,79 / 12,19 12,58 12,98 13,38 13,78 14,17 15,18 16,20
6,0 9,55 9,74 10,13 10,52 10,91 11,30 11,69 12,08 12,47 12,87 13,27 13,66 14,06 14,46 15,46 16,47
6,2 9,85 10,04 10,43 10,81 1.1,20 11,59 11,98 12,37 12,74 13,15 13,56 13,95 14,35 14,74 15,74 16,75
6,4 10,16 10,34 10,73 11,11 11,50 11,89 12,27 12,66 13,05 13,44 13,84 14,23 14,63 15,03 16,03 17,03
6,6 10,45 10,65 11,02 11,40 11,7(3 12,18 12,56 12,96 13,35 13,74 14,13 14,53 14,92 15,31 16,31 17,31
6,8 10,76 10,95 11,33 11,71 12,09 12,47 12,86 13,25 13,64 14,02 14,42 14,81 15,21 15,60 16,60 17,59
7,0 11,05 11,24 11,63 12,01 12,38 12,77 13,15 13,54 13,93 14,32 14,71 15,10 15,50 15,89 16,88 17,88
П родолжение
м Значения площади сечения рабочей арматуры Fa и F при N а
5 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 35 40
7,2 11,36 11,55 11,93 12,30 12,68 13,07 13,45 13,84 14,22 14,62 15,00 15,39 15,78 16,18 17,17 18,16
7,4 11,66 11,84 12,22 12,61 12,99 13,36 13,75 14,13 14,52 14,91 15,29 15,69 16,07 16,47 17,46 18,45
7,6 11,96 12,15 12,53 12,91 13,28 13,67 14,05 14;43 14,81 15,20 15,59 15,97 16,37 16,76 17,74 18,73
7,8 12,27 12,46 12,83 13,21 13,59 J 13,97 14,35 14,73 15,11 15,50 15,88 16,27 16,66 17,05 18,03 19,02
8,0 12,58 12,77 13,14 13,51 13,89 14,27 14,65 15,03 15,41 15,79' 16,17 16,57 16,95 17,34 18,32 19,31
8,2 12,88 13,07 13,44 13,81 14,20 14,57 14,95 15,33 15,71 16,08 16,48 16,86 17,24 17,64 18,61 19,59
8,4 13,20 13,38 13,75 14,12 14,49 14,87 15,25 15,63 16,01 16,39 16,78 17,15 17,54 17,93 < 18,90 19,88
8,6 13,68 14,06 14,43 14,81 15,18 15,55 15,93 16,31 16,69 17,07 17,45 17,83 18,22 19,19 20,17
8,8 14,37 14,74 15,11 15,49 15,85 16,23 4 • 16,61 16,99 17,37 17,75 18,14 18,52 19,49 20,46 •
9,0 • 15,05 15,42 15,79 16,16 16,53 16,92 17,29 17,67 18,06 18,43 1 18,81 19,78 20,75
П родолжение
м Значения площади сечения рабочей арматуры Fa и F при N • 3
5 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 35 40
9,2 15,72 16,09 16,47 16,84 17,22 17,59 17,97 18,35 18,73 19,11 20,07 21,04
9,4 16,40 16,77 17,14 17,52 17,90 18,27 18,65 19,04’ 19,42 20,37 21,34
9,6 • 17,08 17,45 17,83 18,20- 18,57. 18,96 19,33 19,71 20,66 21,63
9,3 17,77 18,14 18,51 18,88 19,25 19,63 20,02 20,96 21,91
10,0 18,44 18,81 19,19 19,55 19,94 20,31 21,27 22,22
10,5 - 19,58 19,^6 20,32 20,70 21,07 22,01 22,97
11,0 20,73 21,09 21,47 21,84 22,77 23,72
11,5 • - J - 22,60 23,54 24,47
12,0 • 23,38 24,31 25,23
86
Глава V. Подбор сечений элементов ж.-б. бункеров
При отсутствии напрягаемой арматуры площадь сечения сжатых
стержней при марке бетона 400 и ниже опеделяется по формуле
Ne — G,4bh2R и
р ___ и и
а ^ас(/го —а')
Площадь сечения растянутой арматуры
N + RacFa + а&Л0/?и
Рис. 49. Схема расположения
усилий в поперечном сечении
внецентренно растянутого же-
лезобетонного элемента с ма-
лым эксцентриситетом при рас-
чете его на прочность
х
зоны бетона а —
Рис. 48. Схема расположения
усилий и эпюра напряжения в
поперечном сечении внецент-
ренно растянутого железобе-
тонного элемента с большим
эксцентриситетом при расчете
его по прочности
Величина относительной
высоты сжатой
определяется по табл. 15 в зависимости от значения
^е-^асГа (Л0~а')
(84)
При этом должно удовлетворяться условие
где Лотах —0,40.
2а'
Если а < ——
hQ
Ло < тах>
, т. е. х < 2а', то площадь сечения растянутой
арматуры определяется по формуле
Fa = N(e+ za) t
(85)
где za = ho — a'.
Если относительная высота сжатой зоны бетона без учета ржа-
га'
той арматуры а' <~т—,то площадь сечения растянутой арматуры оп-
ho
ределяется по формуле
* / « , А
Кв \ Т'Ао + / ’
(86)
§ 22. Подбор сечений внецентренно растянутых элементов 87
Таблица 15
Значения а, у и Ао для расчета по прочности внецентренно
растянутых железобетонных элементов
а (а') 7 <т') '4о( Ао ) а (а') 7 (7') ло( ло)
0,01 0,995 0,010 0,29 0,855 0,248
0,02 0,990 0,020 0,30 0,850 0,255
0,03 0,985 0,030 0,31 0,845 0,262
0,04 0,980 0,039 0,32 0,840 0,269
0,05 0,975 0,048 0,33 0,835 0,275
0,06 0,970 0,058 0,34 0,830 0,282
0,07 0,965 0,067 0,35 0,825 0,289
0,08 0,960 0,077 0,36 0,820 0,295
0,09 0,955 0,085 0,37 0,815 0,301
0,10 0,950 0,095 0,38 0,810 0,309
0,11 0,945 0,104 0,39 0,805 0,314
0,12 0,940 0,113 0,40 0,800 0,320
0,13 0,935 0,121 0,41 0,795 0,326
0,14 0,930 0,130 0,42 0,790 0,332
0,15 0,925 0,139 0,43 0,785 0,337
0,16 0,920 0,147 0,44 0,780 0,343
0,17 0,915 0,155 0,45 0,775 0,349
0,18 0,910 0,164 0,46 0,770 0,354
0,19 0,905 0,172 0,47 0,765 0,359
0,20 0,900 0,180 0,48 0,760 . 0,365
0,21 0,895 0,188 0,49 0,755 0,370
0,22 0,890 0,196 0,50 0,750 0,375
0,23 0,885 0,203 0,51 0,745 0,380
0,24 0,880 0,211 0,52 0,740 0,385
/ 0,25 0,875 0,219 0,53 0,735 0,390
0,26 0,870 0,226 0,54 0,730 0,394
0,27 0,28 0,865 0,860 0,234 0,241 0,55 0,725 0,400
88
Глава V. Подбор сечений элементов ж.-б. бункеров
где величины а' и у' определяются по табл. 15 в зависимости от
значения
Если значение Fa при расчете по формуле (82) получается от-
рицательным, т. е. сжатая арматура по расчету не требуется, пло-
щадь сечения растянутой арматуры определяется по формуле, (86).
Сечение сжатой арматуры, вводимое в расчет, Fa' во всех слу-
чаях должно быть не меньше, чем по формуле (82), и не менее
0,2% от площади расчетного сечения бетона.
Во всех приведенных формулах буквенные обозначения при-
няты по СНиП П-В. 1-62.
Определение площади сечения арматуры при симметричном ар-*
мировании производится по формулам (85) или (86) в зависимо-
сти от величины а'.
Второй случай. Сила N приложена между равнодейст-
вующими усилиями в арматуре А и А'— малый эксцентриситет,
е' < h0 — а' (рис. 49).
При отсутствии напрягаемой арматуры площадь сечения арма-
туры Fa и Fa' определяют ио формулам:
Ne'
Ra(h0-a') ;
где е'
F> = Ne
а Rq (hQ - а') ’
h \ . h
=-------h — cl ; е = —
2 2
При проектировании внецентренно растянутых элементов с ма-
лым эксцентриситетом (второй случай) устройство стыков арма-
туры внахлестку без сварки не разрешается, за исключением свар-
ных сеток и каркасов.
Растянутую арматуру разрешается стыковать внахлестку без
сварки только в плитах и стенках при условии расположения сты-
ков вразбежку. Стыки сварных сеток и каркасов следует проекти-
ровать в соответствии с инструкциями по применению сварных сеток
и каркасов.
Наклонные сечения. Прочность наклонных сечений внецентрен-
но растянутых железобетонных элементов обеспечивается соблюде-
нием следующих условий.
1. При малых эксцентриситетах, если продольная сила прохо-
дит между равнодействующими усилиями в арматуре А и А', вся
поперечная сила в любом наклонном сечении, направленном под
углом 60° и менее к продольной оси элемента, должна быть вос-
принята поперечной арматурой
Q •< \RaxFx -|- S/?axFg sin а. (90)
Проверка сечений, составляющих с продольной осью элемента
угол более 60° может не производиться.
§ 22. Подбор сечений внецентренно растянутых элементов 89
Длина проекции наиболее опасного наклонного сечения в этом
случае с=0,6 Ло-
Расстояние между поперечными стержнями (хомутами) в тех
случаях, когда поперечные стержни требуются по расчету (СНиП
П-В. 1-62, п. 12.25), должно быть в средней половине пролета не
3 fc
более величины wmax = — "о и не более 500 мм, в приопорных уча-
стках протяженностью 0,25 / при высоте h до 450 мм — не более
0,5 h и не более 150 мм, а при большей высоте сечения — не более
— h и не более 300 мм.
3
2. При больших эксцентриситетах, если продольная сила N
приложена за пределами расстояния межд^г равнодействующими
усилиями в арматуре А н А', расчет наклонных сечений должен
производиться как для изгибаемых элементов. При этом, если
эксцентриситет силы N относительно центра тяжести всего сечения
бетона е0<1,5 hQ, то величина Qe — формула (63) СНиП, П-В.
1-62 — умножается на коэффициент
А = ----0,5. (91)
п0
Для несимметричных сечений, а также для любых сечений с не-
симметричной арматурой величину Qc рекомендуется умножать на
коэффициент k, равный при е< 1,5
1,5/Го
(92)
В этих случаях в подкоренное выражение формул (65) и (67)
и формулу (71) СНиП П-В. 1-62 вводится коэффициент k.
Расчет прочности наклонных сечений может не производиться
при соблюдении условий (1) и (2) п. 7. 56 СНиП П-В. 1-62.
Расчет внецентренно растянутых элементов Прямоугольного
сечения по раскрытию трещин
Согласно п. 4.7 СНиП П-В. 1-62 элементы конструкций, нахо-
дящихся под давлением сыпучих тел, должны быть проверены на
ширину раскрытия трещин. Ширина раскрытия трещин должна оп-
ределяться при воздействии нормативных нагрузок с учетом коэффи-
циента динамичности и должна быть не более 0,2 мм (п. 4. 16,6).
Проверки ширины раскрытия трещин, нормальных к продоль-
ной оси элемента, не требуется, если соблюдаются условия (148)
и (151) СНиП П-В. 1-62. Проверки ширины наклонных трещин не
требуется также, если соблюдается условие (61) той же главы.
* См. «Инструкцию по проектированию железобетонных конст-
рукций», ч. I и II, ЦНИИПромзданий и НИИЖБ, М., 1964.
90
Глава V. Подбор сечений элементов ж.-б. бункеров
Определение ширины раскрытия трещин производится следую-
щим образом:
определяют величины
М3
|j.=------
bhQ
СНиП П-В. 1-62);
1 >5 -l 7
(формула (177)
(формула (176) СНиП П-В. 1-62),
М3 = Ne^
где для прямоугольного сечения с двойной арматурой
(формула (174) СНиП П-В. 1-62);
для прямоугольного сечения с одиночной арматурой
/ = 0; Т = 0; 21 = Ao (1-0,55).
Для последнего слагаемого в правой части формулы (176)
СНиП П-В. 1-62 верхние знаки принимают при сжимающем уси-
лии, а нижние — при растягивающем.
При длительном действии нагрузки значения v принимают рав-
ными:
при сухом режиме v=0,l;
при нормальном режиме v=0,15;
при влажном режиме v=0,2;
значение £ принимается не более 1.
Определив величины
Ь№
WT = 1,75 — (табл. 34 СНиП);
6
U7T
ki ----------2 (формула (199) СНиП),
находят расстояние между трещинами
/т = (формула (198) СНиП П-В. 1-62,
где и = ’
s
s — периметр сечения арматуры;
§ 22. Подбор сечений вне центренно растянутых элементов 91
.< т) — коэффициент, зависящий от вида продольной арматуры,
принимаемый равным:
для стержней периодического профиля т)=0,7;
для гладких горячекатанных стержней т) = 1;
для обыкновенной арматурной проволоки, применяемой в свар-
ных каркасах и сетках т) = 1,25.
Определяют напряжение в растянутой арматуре при е0 > 0,8ho
(формула (188) СНиП П-В. 1-62).
В этой формуле знак плюс принимается при внецентренном ра-
стяжении, а знак минус — при внецентренном сжатии.
Вычисляют коэффициент фа по формуле
фа = 1,3 — stn —
1 — tn
6 — 4,5m
(формула
(180) СНиП П-В. 1-62),
где фа — принимается не более 1;
5 = 0,8 (при длительном действии нагрузки).
Мт Л4ЗТ—г1тЛ/ст
tn =------=----------------
Мс М3 —ZiWc
Здесь Nc = —N‘t
М = М =W R*',
зт т т Р
»т хт Л4-Г
N ст = N т — .
но не более единицы (формула
(182) СНиП П-В. 1-62 и п. 6.18
инструкции по проектированию
железобетонных конструкций).
Величину Zit определяют по формуле (174) СНиП П-В. 1-62;
при этом для вычисления относительной высоты сжатой зоны £
значение момента М3 заменяют моментом Л43т.
Ширину раскрытия трещин определяют по формуле (185) СНиП
П-В. 1-62
I ® Я ,
ат = —— • 1Т.'
Подбор сечений угловых стержней. Сечение угло-
вых стержней определяется по формуле
Fa = kplll+p*l* ' (93)
i
где pi и р2 — расчетные скатные растягивающие усилия на 1 м
длины грани по верху воронки; •
/1 и /2 — пролеты бункера в двух направлениях;
k—коэффициент, принимаемый равным:
для низких бункеров £=0,1;
для высоких » £=0,05.
92 Глава VI. Конструирование элементов железобет. бункеров
При несимметричных бункерах величины р\1\ и P2I2 заменяются
соответственно удвоенными значениями реакции наклонных стенок.
Угловая арматура может уменьшаться к низу воронки. В ниж-
нем сечении площадь ее должна быть не меньше, чем 25—30% от
расчетной.
Глава VI
КОНСТРУИРОВАНИЕ -ЭЛЕМЕНТОВ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ БУНКЕРОВ
§z23. Общие указания по конструированию
Элементами бункеров являются: опоры, вертикальные стенки
призматической части, наклонные (в некоторых случаях вертикаль-
ные) стенки воронки или лотков,’ выпускные отверстия, поперечные
стенки и торцевые стены лотковых бункеров, надбункерные пере-
крытия в тех случаях, когда они участвуют в работе бункера.
Вертикальные и наклонные стенки призматической части И во-
ронки рассчитываются указанными цанее методами, которые дают
лишь ориентировочное представление об игре сил в сооружении.
Основными условиями расчета являются предположение о равно-
мерном распределении нагрузок по всему пролету, разделение про-
странственной конструкции бункера на отдельные плоскости или
складки, весьма приближенный учет совместной работы вертикаль-
ных стенок и воронки, от соотношения жесткостей которых сильно
зависит распределение усилий. При расчете усилия определяются
только в нескольких точках сечения, для которых Подбирается и
площадь арматуры.
При расчете бункеров-воронок распределение скатных усилий
предполагается равномерным по всему периметру. В действительно-
сти эти усилия в значительной степени концентрируются в углах под-
вески бункера. В связи с этим необходимо специально армировать
наклонные ребра сильными угловыми стержнями, выдерживающими
всю величину наклонной составляющей нагрузки на колонну, оп-
ределяемой по формуле (31). Стержни должны быть надежно за-
анкерены в колоннах, а внизу сварены со стержнями, окаймляющими
выпускное отверстие, образуя при этом основной жесткий прост-
ранственный каркас воронки.
В низких бункерах все нагрузки также считаются равномерно
распределенными вдоль каждой складки, хотя в действительности
это зависит от соотношения высот вертикальной и наклонных сто-
рон. Чем выше вертикальная стенка, тем давление равномернее, и,
наоборот, чем ниже стенка — тем менее равномерно давление; на-
чинается концентрация усилий в узлах.
§ 24. Монолитные железобетонные бункера 93
На равномерность распределения нагрузки влияет также жест-
кость узла сопряжения вертикальных и наклонных стенок бункера.
Так, в средней стенке многоячейкового бункера, имеющей весьма
жесткие узлы, нагрузки передаются более равномерно, чем в край-
ней. В высоких бункерах с жесткой вертикальной стенкой нагрузки
на эти стенки передаются почти равномерно.
Учитывая эти обстоятельства, необходимо в углах пирамидаль-
ных бункероц ставить t дополнительные стержни с надежной анке-
ровкой их в колоннах. Сечение угловых стержней определяется по
формуле (93).
Толщина вертикальных стен обычно принимается одинаковой
по всей высоте. Толщина стен воронки также обычно принимается
одинаковой, если она не превышает 15—20 см.
Когда же толщина верхней части воронки превышает 20 см, ре-
комендуется предусматривать переменную толщину, которая внизу
должна быть не менее 15 см.
Марку бетона для бункеров обычного размера принимают 150—
200 для более крупных 200—300.
§ 24. Монолитные железобетонные бункера
Из всех типов бункеров наиболее жесткой конструкцией обла-
дают монолитные железобетонные бункера. Они могут быть ре-
комендованы при больших динамических нагрузках, а также для
создания емкостей больших размеров и сложной конфигурации, за-
гружаемых из опрокидывающихся вагонов кусковой рудой, падаю-
щей с большой высота.
Монолитные бункера армируются отдельными стержнями или
сварными сетками и каркасами.
Армирование отдельными стержнями приме-
няется наиболее часто и выполняется двумя способами: без отги-
бов (раздельное или независимое) и с отгибом стержней (рис. 50)
и производится аналогично армированию монолитных железобетон-
ных плит, опертых по контуру. С внутренней стороны воронки
устраиваются вуты, улучшающие заделку стержней и облегчающие
бетонирование углов. »
Стержни основного каркаса (угловые) свариваются вместе. Го-
ризонтальные стержни запускаются в соседние поперечные стенки,
причем внутренние стержни переходят на наружную грань попереч-
ных стенок, а наружные — на внутреннюю.
Наклонные стержни воронки заходят в вертикальную стенку и
надежно анкеруются. Длина всех стержней воронки при этом по-
лучается переменной, и армирование часто производится по месту.
Армирование без отгибов, хотя и ведет к некоторому перерасходу
арматуры, но все же применяется чаще, так как упрощает конфи-
гурацию стержней и облегчает производство работ.
Стенки воронок при толщине 15 см и более обычно армиру-
ются двойной сеткой, а при толщине менее 15 см (в малых бун-
керах) — одиночной арматурой.
94 Глава VI. Конструирование элементов железобет. бункеров
При двойной сетке количество стержней в средней части плиты
с внутренней стороны принимается минимальным (5 шт. на 1 ж),
остальные стержни обрываются в четверти соответствующего про-
лета.
Зона стержней
Зона стержней
Зена стержней
5,5 -
Зона стержней
Рис. 50. Армирование отдельными стержнями
а — раздельное армирование; б — армирование с отгибами; в — детали узлов
(слева — при достаточной толщине стенки, справа — при малой толщине
стенки); г — основные стержни каркаса бункера
Бункера рекомендуется, армировать горячекатаной, арматурой
периодического профиля класса АП. Малые бункера можно арми-
ровать круглой арматурой из стали марки сталь 3 класса AI.
Армирование сварными сетк ами и к арк а с ами
дает значительный экономический эффект. Сварные сетки изготовля-
ются при помощи контактной сварки.
Сетки свариваются обычно из круглой горячекатаной арматуры
периодического профиля или холоднотянутой проволоки диаметром
§ 25. Сборные железобетонные бункера
95
до 10 мм. Однако следует рекомендовать горячекатаную арматуру
периодического профиля или обычную круглую.
Проектирование сеток следует вести в соответствии с инструк-
цией по конструированию элементов железобетонных конструкций.
Плиты воронок можно армировать арматурными сетками. Так как
бетонирование воронок требует много времени, целесообразно пе-
ренести его на более поздний срок — после бетонирования основных
несущих конструкций. Наклонные стенки армируются двумя сет-
ками, причем .при больших бункерах стержни располагаются не-
равномерно.
В больших бункерах наружная сетка, работающая главным
образом в центральной части плиты, разрежается у опор, внутрен-
няя — в центре. Разрежение достигается за счет обрыва части
стержней. Минимальное допустимое количество стержней после об-
рыва — не менее 4 шт. на 1 м плиты.
В некоторых случаях целесообразно армировать всю плиту
с использованием одинакового количества стержней, а в зоне наи-
больших усилий ставить дополнительно четыре-пять стержней. Это
особенно рационально, когда в отдельных зонах требуется поставить
сильную арматуру, руководствуясь расчетом на общий изгиб.
Сетки для наружных поверхностей стенок свариваются из пря-
мых стержней и заанкериваются в двугранном углу путем сварки
всех горизонтальных стержней с наклонным каркасным уголком.
'Уголок этот должен быть размалкован, причем угол размалковки
подсчитывается по формуле (8). Для сварки стержней с уголком
необходимо, чтобы горизонтальные стержни располагались снаружи,
а наклонные — внутри (см. деталь угла рис. 51).
К жесткому каркасу из уголков привариваются анкера из ар-
матуры периодического профиля, заделываемые в вертикальных
стенках бункера. Площадь анкеров должна соответствовать пло-
щади уголка, а длина заделки должна быть не менее 30 d.
Внутренние сетки свариваются из гнутых стержней. Отогнутые
концы их должны быть перпендикулярны к ребрам и обеспечивать
анкеровку сетки. Однако заделка этих стержней недостаточна, по-
этому необходимо предусмотреть устройство вутов, которые арми-
руются горизонтальными стержнями. Схема арматурных сеток и дан-
ные для построения шаблонов стержней показаны на рис. 51.
Арматурные сетки воронки и каркасы вертикальных стенок со-
единяются сваркой. Для этой цели к каркасам привариваются две
полосы. Каждый стержень сетки приваривается к этим полосам
непосредственно или при помощи соединительных планок. Благо-
даря этому способу соединения можно заранее бетонировать вер-
тикальные стенки, а в последующем приваривать сетки и бетони-
ровать воронку.
§ 25. Сборные железобетонные бункера
Сборные плиты призматической части и воронок могут проек-
тироваться плоскими, ребристыми или многопустотными. Наиболее
часто применяются ребристые плиты.
96 Г лава VI. Конструирование элементов железобет. бункеров
грань колонны
Рис.'51. Схема арматурных сеток
§ 25. Сборные железобетонные бункера
97
Сборные плиты вертикальной части и воронок в тяжелых бун-
керах большого размера или при наличии нескольких одинаковых
бункеров целесообразно проектировать с предварительным напря-
жением арматуры. Это дает экономию металла и обеспечивает тре-
щиноустойчивость конструкции.
Сварка является основным способом соединения элементов
сборного железобетонного бункера. Арматура сваривается с сое-
Рис. 52. Детали сварного стыка железобетонных плит
а — фасад стыка; б — разрез; в, г — детали;
/.— соединительные планки; 2 — соединительная на-
кладка; 3 — арматура; 4 — поперечина; 5 — ребра
динительными планками, которые в процессе* монтажа свариваются
при помощи стыковых накладок, с последующей заливкой стыков
раствором или бетоном. Таким путем обеспечивается достаточная
прочность и монолитность конструкции. Соединительные планки сва-
риваются со стержнями одновременно со сваркой сеток. Согласно
«Инструкции по конструированию элементов железобетонных конст-
рукций» сварка производится электродуговыми точками или флан-
говыми швами.
Соединительные планки соединяются между собой специаль-
ными поперечинами из полосовой стали и привариваются с обеих
сторон железобетонного элемента. В случае большой сдвигающей
силы в стыке привариваются еще штыри из круглой или полосовой
стали (рис. 52).
Сварку стержней арматуры с полосовыми планками рекомен-
дуется производить электродуговыми точками, а всю остальную
сварку — прерывистыми швами для уменьшения коробления,
98 Глава VI.. Конструирование элементов железобет. бункеров
Рис. 53. Детали сварных узлов
а — схема бункера; б, в — примыкания воронки к вертикальным стен-
кам с одной или двух сторон; г, д — конструкция стыка наклонных
плит в двугранном углу; д — стык для симметричных бункеров
Рис. 54. Сборные железобетонные бункера из крупных панелей
а — продольный разрез; б — поперечный разрез; в — план; г — панели
П1 и П2; о —панель ПЗ;
1 — металлические течки
Рис. 55. Сборные железобетонные бункера из крупных панелей
а — поперечный разрез; б — продольный разрез;
1 — доборные элементы; 2 — металлическая течка
100 Глава VI. Конструирование элементов железобет. бункеров
которое может стать весьма значительным при длинных фланговых
швах (особенно нежелательны, длинные швы, идущие поперек
планок).
Сечение всех соединительных элементов должно обеспечить
равнопрочность и достаточную жесткость стыковых соединений. Для
Рис. 56. Сборный железобе-
тонный бункер ящичного типа
а — поперечный разрез; б — ригель
днища; в — плита стенки; г — плита
днища
М
Арматура плоских сборных
каркаса, образованного из двух
этого ширина планок должна рав-
няться примерно 8—10 d, а тол-
щина 0,4—0,6 d.
Уменьшение деформативности
стыка и увеличение жесткости
выполненной конструкции обеспе-
чивается замоноличиванием всех
стыков. С этой целью при бето-
нировании плит между соедини-
тельными планками оставляются
пустые полости, заполняемые рас-
твором или бетоном.
Вертикальные участки и во-
ронки сборных бункеров соби-
раются из плоских или ребристых
плит. В зависимости от размеров
бункера каждый его элемент со-
стоит из одной или нескольких
плит. В процессе монтажа эле-
менты свариваются и замоноли-
чиваются.
На рис. 53 показаны различ-
ные конструкции сварных узлов.
Одна из наружных соединитель-
ных планок, выполненная в виде
сплошной полосы, может являть-
ся угловым стержнем, работаю-
щим на растяжение. Для этого ее
следует приварить к выпущенной
из верхней балки или колонны
закладной детали,
наклонных плит выполняется из
сварных плоских сеток с соедини-
тельными планками. В зависимости от того, является ли~ арматура
в месте стыка расчетной или назначается по конструктивным со-
ображениям, к соединительным планкам привариваются все стержни
или только часть их. Это уменьшает количество сварных швов и
облегчает замоноличивание узлов (стыков).
Вертикальные стенки сборных бункеров соединяются с колон-
нами до монтажа элементов воронки. Крепление их осуществляется
сваркой закладных деталей или при помощи соединительных и сты-
ковых накладок, через которые передаются не только продольные,
но и поперечные усилия, поэтому соединительные планки должны
иметь штыри (см. рис. 52).
Весьма целесообразным является сопряжение плит с колоннами
при помощи ванной сварки прямой арматуры или петлевым стыком
Передерия (см. рис. 8).
§ 26. Конструирование подвесных стальных воронок
101
Для упрощения мрнтажа вертикальных плит рекомендуется на
колоннах устраивать столики, на которые опираются плиты до
сварки. Если вертикальная часть бункера предусмотрена из моно-
литного железобетона, то для удобства монтажа сборных наклонных
частей воронки рекомендуется устраивать монтажные столики —
приливы (рис. 53).
На рис. 54 и 55 показаны сборные железобетонные бункера
теплоэлектростанций, построенные по типовому проекту ТЭЦ Пром-
энергопроекта. Сборные ребристые плиты опираются на железобе-
тонные балки, расположенные под бункерами. Нижние балки вос-
принимают вертикальные и горизонтальные реакции от плит, а верх-
ние— только горизонтальные. Все плиты шарнирно привариваются
к закладным частям и работают независимо одна от другой без
замоноличивания узлов. Конструкция является весьма жесткой и
вместе с тем экономичной.
На рис. 56 показаны сборные железобетонные бункера ящич-
ного типа, разработанные ленинградским Промстройпроектом. Сбор-
ные ребристые плиты днища и стен бункера опираются на сборные
балки, в которых предусмотрены специальные четверти.
Ригели днища соединяются с крайними колоннами при помощи
ванной сварки верхней арматуры и закладных деталей, а со сред-
ними — при помощи сварки закладных деталей по низу ригелей.
Глава VII
КОНСТРУИРОВАНИЕ ЭЛЕМЕНТОВ БУНКЕРОВ
СМЕШАННОЙ КОНСТРУКЦИИ
§ 26. Конструирование подвесных стальных воронок
и узлов сопряжения
За последнее время большое распространение получили желе-
зобетонные монолитные или сборные бункера со стальной ворон-
кой, привариваемой к закладным деталям, которые заанкерены в бе-
тоне. При тяжелых бункерах эти воронки целесообразно опирать
на специальные выступы (столики), предусмотренные в железо-
бетоне.
На рис. 57 показаны детали крепления стальных воронок к же-
лезобетонным бункерам. Типы а—г могут применяться для тяже-
лых бункеров больших размеров. Более простыми и легкими в осу-
ществлении являются типы а и б. Типы в и г являются вполне на-
дежными, но требуют весьма тщательного производства работ по
монтажу и сварке воронки с заранее установленными фартуками,
а также точной установки закладных деталей при бетонировании.
102
Глава VII. Конструирование элементов бункеров
Типы д, е, ж, и используются для легких и средних бункеров, типы
к и л применяются при сборных плитах призматической части бун-
кера и несущих балках, а тип м — для небольших легких бункеров.
Сборный железобетонный бункер ящичного типа с подвесной сталь-
Рис. 57. Варианты крепления стальной воронки к железобетонному
бункеру
а, б, в, г — для тяжелых бункеров; д, е, ж, и — для легких и средних бун-
керов; к, л — при сборных плитах призматической части; м — для малых
бункеров
/ — фартук; 2 — стальная воронка; 3 — сборные железобетонные ребристые
плиты; 4 — сборная железобетонная балка; 5 — стальная балка; 6 — сборная*
колонна; 7 — заполнение бетоном; 8 — анкерные болты; 9 — монтажные швы
ной воронкой, разработанный ленинградским Промстройпроектом,
показан на рис. 58.
На рис. 59 и 60 показаны проекты сборных железобетонных
бункеров со стальными воронками, разработанные в разное время
Теплоэлектропроектом.
Первый из них предусматривал изготовление плоских предва-
рительно напряженных стеновых панелей, опирающихся на проме-
жуточные железобетонные стойки (рис. 59).
§ 26 Конструирование подвесных стальных воронок
103
Рис. 60. Сборный железобетон-
ный бункер со стальной ворон-
кой
а — поперечный разрез: б — сбор-
ная стеновая плита; в — деталь
стыка плит;
1 — стальная воронка; 2 — сборная
железобетонная балка; 3 — сталь-
ные балки бункера
Рис. 59. Сборный железобетонный
бункер с предварительно напряжен-
ными панелями и стальной воронкой
а — план; б — разрез;
1 — сборные колонны здания; 2 — железо-
бетонная сборная балка; 3— металличе-
ские воронки; 4 — ванный стык; 5 — мон-
тажная сварка (БК — сборные железобе-
тонные стойки; ББ — сборные железобе-
тонные балки; БС — предварительно на-
пряженные железобетонные панели)
104
Глава VII. Конструирование элементов бункера
В проекте намечен следующий порядок монтажа бункера:
а) на нижние сборные железобетонные балки устанавливаются
сваренные металлические воронки;
б) устанавливаются и привариваются сборные железобетонные
стойки (БК), поддерживающие стеновые панели;
в) укладываются сборные балки перекрытия (ББ) и присоеди-
няются при помощи выпусков к'стойкам БК;
г) устанавливаются предварительно напряженные стеновые па-
нели (БС), которые монтируются в одиночку или парами, сварен-
ными между собой;
д) стыки панелей замоноличиваются со стойками, причем ар-
матура сваривается ваннцм способом. Замоноличивание произво-
дится бетоном марки 400.
В типовом проекте ТЭЦ предусмотрены сборные железобетон-
ные стеновые плиты бункеров в виде П-образных элементов, сое-
диняемых попарно при помощи петлевого стыка Передерия (рис. 60)
и образующих в плане жесткую раму. Плиты опираются на несу-
щую стальную балку воронки.
§ 27. Конструирование сборно-монолитных бункеров
К этому типу следует относить те бункера, в которых призма-
тическая часть осуществляется в виде сборных плит, а воронка —
в виде монолитной плиты по металлическому каркасу. Каркас со-
стоит из угловых ребер и горизонтальных элементов.
Ребра обычно проектируются из размалкованных равнобоких
уголков и привариваются к каркасу здания с предварительной
сборкой на черных болтах. Для восприятия сжимающих усилий
к тому же узлу, где крепятся угловые ребра воронок, должны кре-
питься и горизонтальные распорки. Они могут служить и нижней
балкой или нижним поясом конструкции вертикальных стенок.
Нижние концы угловых ребер связываются между собой фланцем
выпускного отверстия. Таким образом, угловые ребра, связанные
поверху и понизу, образуют основной каркас воронки. Теорети-
чески можно уменьшать сечение угловых ребер книзу, однако на
практике это делается редко и может быть рекомендовано только
для больших бункеров.
В зависимости от размеров бункера монтаж каркаса воронки
можно осуществлять двумя способами: при сравнительно неболь-
ших размерах воронки каркас следует собирать на площадке и
монтировать целиком; при больших размерах — монтаж произво-
дится поэлементно. Способ монтажа необходимо выбрать до кон-
струирования бункера, так как это может отразиться на решении
узлов.
На рис. 61 показаны некоторые решения узлов крепления кар-
каса воронки к несущим конструкциям, а на рис. 62 — осущест-
вленный проект бункера для угля смешанной конструкции с моно-
литной плитой воронки конструкции Промэнергопроекта. В этом
бункере все скатные усилия передаются через арматуру плиты, при-
варенную к выпускам из балок.
Рис. 61. Детали узлов каркаса бункера смешанной конструкции
а — опорный узел; б — крепление выпускной воронки; в — сопряжение прокат-
ных двутавров в двугранном углу; г — рамный узел сопряжения горизон-
тальных балок;
1 — стальные угловые ребра воронки; 2 — монтажный шов; 3 — сборные желе-
зобетонные плитки; 4 — горизонтальное ребро стального каркаса', 5 — монтаж-
ные болты; 6 — монтажные уголки; 7 — лист; 8 — монтажные швы
106
Глава VII. Конструирование элементов бункеров
Узел 2
монолитная плита
узел 1
1500
узел 1
5750
Каркас вертикальной части в зависимости от размеров бункера
может быть выполнен в виде ферм или отдельных балок. Для бун-
керов большого размера предусматривается каркас в виде фермы
(см. рис. 44). Заполнением служат железобетонные сборные панели
и другие материалы. Для удоб-
ства заделки и закрепления
заполнения верхний пояс де-
лается двойным. Между поя-
сами в зазор опускаются сбор-
ные плиты стены. Стойки и
нижний пояс лучше всего де-
лать двутавровыми. Раскосы
фермы делаются из полосовой
стали и располагаются вне
стены с обеих сторон.
Панели фермы должны
обеспечивать возможность за-
полнения плитами одного типа.
Для небольших бункеров
рекомендуется каркас, отли-
чающийся простотой конструк-
ции (см. рис. 44, б). Сечение
нижней балки обычно прини-
мается из двух двутавров или
горизонтального швеллера с
вертикальным двутавром. За-
полнением могут служить го-
ризонтальные сборные желе-
зобетонные плиты.
г Плиты заполнения арми-
руются одиночной или двой-
ной . сеткой в зависимости от
их расчетной схемы, причем
необходимо учитывать воз-
Узел 2
и
п
Рис. 62. Бункер смешанной кон-
струкции с монолитной плитой
7 — монолитные балки; 2 — прокатные
двутавры; 3 — угловое ребро; 4 — ко-
сынки; 5 — среднее ребро
можные отрицательные мо-
менты в заделке.
Сборные плиты воронки
должны стыковаться на гори-
зонтальных балках каркаса и
крепиться к ним на сварке.
Для этого в них устраиваются закладные детали — планки, прива-
риваемые к арматурным сеткам и снабженные анкерами. Планки
рекомендуется располагать во всех углах плиты и дополнительно
по ее длине через 600—1000 мм.
При заполнении монолитной железобетонной плитой послед-
няя армируется как обычная неразрезная плита с учетом скатных
усилий. В этом случае к ребрам каркаса для связи с плитой при-
вариваются «усы» диаметром 6—8 мм через 500—800 мм.
Пример 1. Монолитный железобетонный бункер
107
Глава VIII
ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА И КОНСТРУИРОВАНИЯ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ БУНКЕРОВ
Пример 1. Монолитный железобетонный бункер
cos а = 0,64; tg (р=0,577; k = tg2 (45
Рассмотрим симметричный многоячейковый бункер для руды
(рис. 63), имеющий следующие размеры:
aY = bi = 0,6 м, а2 = Ь2 = 6,0 м, h± = 3,21 м, h2 = 4,8 м.
В бункере хранится материал с у= 1,2 т/м3, <р=30°; а=50°. Вре-
менная нормативная нагрузка на перекрытие 400 кГ/м2, расчетная —
400*1,3=520 кГ/м2. Собственный нормативный вес перекрытия
300 кГ/м2, расчетный 300*1,1=330 кГ/м\ sin а=0,77; tg а=1,19;
= 0,333.
2 /
По табл. 2 приложения:
m0 = cos2 а k sin2 а = 0,608.
Определение расчетного давления на стенки. Расчетное давле-
ние на стенки бункеров вычисляем:
а) на вертикальные стенки на глубине Л=4,8 м по формуле (12)
рг = 1,3-^hk = 1,3-1,2-4,8-0,333 = 2,5 т1м2\
б) на наклонные стенки в верхней точке на глубине 4,8 м по
формуле (14)
рнр = 1,3/п07Л = 1,3-0,608-1,2-4,8 = 4,55//пЛи2;
в нижней точке
р"р = 1,3-0,608-1,2-8,01 = 7,6 т!м2\
в вершине треугольника (фиктивное)
р" = 1,3-0,608-1,2-8,37 = 7,93 т/м2.
Нормальная составляющая собственного веса при толщине сте-
нок 0,20 м:
ён = Mg cos а = 1,1-0,2-2,5-0,64 = 350 кГ/м2.
Полные нагрузки на плиту воронки составят:
в верхней точке р^ = 4,55 + 0,35 = 4,9 т1м2\
в нижней точке р^ = 7,6 + 0,35 = 7,95 /пЛи2;
в вершине треугольника р„ = 7,93 + 0,35 == 8,28 т!м2.
Определение расчетных растягивающих усилий. Расчетные рас-
тягивающие усилия в стенках бункеров вычисляем;
108
Глава VIII. Примеры расчета и конструирования
а) в горизонтальном направлении
* вертикальная стенка в середине высоты согласно формуле (24)
будет иметь
pvb 2,5 6,0
N — ~--------------------= 3,75 т м\
2-2 2 2 -
Рис. 63. Опалубочная и расчетные схемы железобетон-
ного бункера
а — расчетная схема бункера; б —расчетная схема вертикаль-
ной стенки; в — расчетная схема плиты воронки
в месте примыкания воронки
N" = рг— = 2,5 • = 7,5 т/м.
2 2
Для средней стенки величина растягивающих усилий в 2 раза
больше приведенной выше.
Пример 1. Монолитный железобетонный бункер
109
Наклонная стенка (воронка) в верхней части в месте примы-
кания к вертикальной стенке по формуле (25) будет иметь (при
аз=сц)
N'" = Pi? = 4.9 6>° = 19д
2sina 2-0,77
в середине высоты воронки
N'" = (4.9 + 7,95) 3,3 = mJ
2-2-0,77
б) в вертикальном направлении
объем материала в бункере определяется по формуле (1) и со-
ставляет
V = 622^2^2 "!---[(2^2 + ^1) ^2 “F (2#1 4“ #г) ^11 =
6
Q 21
= (6,0-6,0-4,8) 4- ’ —[(2-6,0+0,6) 6,0+(2-0,6+6,0) 0,6]=216 №.
6
Вес материала (расчетный)
= 216-1,2-1,3 = 337 tn.
Собственный вес воронки толщиной 0,2 м
Gi = 4 ^0+jO^ 42.0,2.2,5-1,1 = 31 tn.
2
Полный расчетный вес бункера с засыпкой
G = 337 + 31 = 368 т.
Растягивающее усилие в вертикальной стенке на уровне верха
воронки согласно формуле (26) при tx = ty = 1.
л; G 368 . - о .
= -----------=-------= 15,3 т/м.
2 (#2 + ^2) 4 • 6 -
Растягивающее усилие вдоль ската воронки
Лг' N 15,3 ion /
=-------=--------= 19,9 тм.
с sin а 0;77
Рассмотрим сечение в середине высоты воронки: объем нижней
части воронки
Vi =-b*L[(2-3,з + о,6)3,3+ (2-0,6+ 3,3)0,6] = 7,06 м».
6 '
Вес материала (расчетный)
= 7,06-1,2-1,3 = 11 т.
Собственный вес нижней части воронки
G 4 -2,1-0,2-2,5-1,1 =9 т.
2
110
Глава VIII. Примеры расчета и конструирования
Давление слоя засыпки выше сечения на глубине h=6,4 м
G3 = X^ha'b' = 1,3-1,2-6,4-3,3-3,3 = 108 m.
Полная нагрузка в сечении
G = 11 4-9 4- 108 = 128 т.
Растягивающее усилие вдоль ската воронки в середине ее вы-
соты составит*
128
стенках (рис. 63, б) по схеме VI табл. 6 приложе-
— = = 0,8
Ь 6,0
Nc —--------------— 12,6 т/м.
4-3,3-0,77
Определение усилий от местного изгиба. Изгибающие моменты
в вертикальных
1у
ния при —— =
1Х
Мбо = Мх = 0,0100-2,5-4,82 — 4- 0,58 тм/м\
-Мао = Му = 0,0142-2,5-4,8а = 4- 0,82 тм/м\
М%0 = мб = — 0,0328-2,5-4,82 — — 1,88 тм/м;
М° = М= — 0,0445-2,5-4,8? = — 2,56 тм/м.
a U tl *
Изгибающие моменты в наклонных стенках (рис. 63, в)
1Х _ 6,0
1у ~ 4,66
= 1,29 «
1,25.
Ввиду того, что в расчетных таблицах нет трапецеидальной на-
грузки, по табл. 9, 10 приложения по интерполяции определяем мо-
менты при равномерной нагрузке интенсивностью в 8,28 т)м2 и вы-
читаем из них моменты, - полученные по интерполяции из табл. 12,
13 приложения при треугольной нагрузке максимальной интенсив-
ности,
р = 8,28 — 4,90 = 3,38 т}м2.
В этом случае:
=- 0,2091 4-0,1536 опо 6,02 , 0,1595 4-0,1104 • о,2о . 4 2 64 2 6 О2 X 3,38- —— = — 0,60 тм\ 64
Му =4 — 1,2547 + 0,9215 о по. 6,0? , 0,9571 + 0,6625 • о,2о 4" 2 64 2 6 О8 X 3,38? ~~ — 3,54 тж; 64
Пример 1. Монолитный железобетонный бункер
111
1,1018 4- 0,5271 оос 6,02 ,0,6843 + 0,3142
---------------- • о,20 ’-----------------------
2 64 2
6 О2
X 3,38- = — 2,85 тм;
64
Рис. 64. Схема расчетных точек бункера
а — воронка; б — крайняя стенка; в — средняя стенка
аналогично находим
М22 = + 1,82 тм; М20 = + 1,45 тм; Л4*7 = + 1,57 тм.
У У
Все моменты определены на 1 пог. м сечения. На пересечении
вертикальной и наклонной стенки момент принимаем равным полу-
сумме моментов Мп и Му. В этом случае
М'= —
Л
2,56 + 3,54
2
= —иЗ,05 тм.
Определение усилий от общего изгиба. Если высота призмати-
ческой части бункера больше половины пролета, то последний от-
носится к типу высоких бункеров. Поэтому в расчете на общий
изгиб воронку условно не учитываем. Так как бункер опирается на
колонны, проходящие на всю высоту и связанные сверху монолит-
ным перекрытием, вертикальную стенку рассчитываем как балку-
стенку с защемленными краями (рис. 64).
Расчетные нагрузки на балки-стенки будут составлять:
а) от перекрытия, считая всю нагрузку передающейся на все
стенки
на
поровну,
крайнюю балку
_к (°.
= 1,28 т/лг,
на
среднюю балку
р' = 1,28-2 = 2,56 т/л;
112 Глава VIII. Примеры расчета и конструирования
б) от кирпичной стены толщиной 0,38 м, высотой 3 м на край-
ние балки
= 0,38-3.1,70-1,1 = 2,1 т/и;
в) от собственного веса балки
р£ = Рз = 0,2-4,8-2,5-1,1 = 2,6 т/м;
г) от воронки с материалом
р£ = 15,3 m/м; р^ = 30,6 т/м.
Суммарные нагрузки на стенки:
а) на крайние балки
нагрузка по верхней кромке
р^ = 1,28 + 2,1 + 2,6 = 6,0 т/м;
по»нижней
р” = 15,3 т/м;
б) на средние балки
нагрузка по верхней кромке
р^ — 2,56 + 2,60 = 5,2 т/м;
по нижней
Рн = 30,6 т/м.
Отношение сторон балки стенки
Усилия определяем по табл. 19 приложения. Так как в ней от-
сутствуют данные для а = 1,25, то коэффициенты берем по интер-
поляции между а = 1 и а = 2.
При определении усилий от нагрузки, приложенной к нижней
кромке балки, принимаем коэффициенты для ох и оу в опрокинутом
порядке и берем их значения с обратными знаками.
В табл. 16 приведены данные для расчета балки-стенки и ука-
заны коэффициенты для определения усилий, полученные из табл. 19
приложения.
Определение усилий в балке-стенке (крайняя балка)
Точка
№г = — 0,795-6,0 — 0,630-15,3 = — 14,4 т/л;
•А
№у =- 1,0-6,0 = — 6 т1м\ N° = 0;
Таблица 16
Расчет балки-стенки
✓ Для нагрузки поверху Г- Для нагрузки понизу ।
• коэффициент * * , • № точек 1 коэффициент № точек коэффициент № ’ точек коэффициент № точек
* gx = — 795 = -1,00 т = 0 ' 1 ох = 1,421 а у = — 1,00 т- = 0 37 gx = — 0,630 G^.= 0 т = 0 1 gx = + 1,588 zy — 0 г = 0 37
оо оо - о о ю о о 1 1 о II . II II 5 । ах = — 0,083 Gy = —0,50 Т = — 0,93,8 41 1 gx = + 0,083 Gy = -j- 0,50\ т = 0 5 gx = + 0,083 Gy = + 0,50 т = —0,938 41
ах = + 0,630 г* ау = 0 т =0 9 gx = — 1,588 5!/ = 0 - = 0 45 ах= +0,795 Gy = + Г, 00 т = 0 9 Jjt = — 1,421 Gy = + 1,00 т = 0 45
114
Глава V111. Примеры, расчета и конструирования
Точка 5
№г = — 0,083-6,0 + 0,083-15,3 = + 0,77 т/л;
•Л» ”
№у = — 0,50-6,0 +0,50-15,3 = + 4,7 m/л; 7V° = 0;
Точка 9
= + 0,630-6,0 + 0,795-15,3 = 16,0 т/м;
Ny = + 1,00 • 15,3 = + 15,3 m/л; N° = 0;
Точка 37
№х = + 1,421-6,0+ 1,588-15,3 = + 32,8 т/м;
Л1°= —1,00-6,0 = —6,Om/л; 2V°=0;
Точка 41
Л/° = — 0,083-6,0 + 0,083-15,3 = + 0,77 т/л;
№у = -0,50-6,0 + 0,50-15,3= +4,7 т/м;
N° = — 0,94-6,0 — 0,94-15,3 = — 20,0 т/л;
Точка 45
№г = — 1,588-6,0 — 1,421 • 15,3 = — 31,3 т/л;
N° = + 1,00 • 15,3= + 15,3 т/м; Л/° = 0.
Для средней балки-стенки усилия определяются анало-
гично.
Подбор сечений арматуры воронки. Принимаем бетон марки
200, арматуру ст. 5 периодического профиля класса АП. Воронка
(рис. 65) имеет толщину стенки наверху 20 см и внизу 15 см.
Точка 1
Wr = 19,10 т)м\ Л^скат = 19-.9 т,]м\
Мх = — 0,60 тм1м\ Му = — 3,05 тм/м (полусумма моментов);
h = 20 см\ Jiq = 16,5 см\ = 17,5 см.
Производим расчет на внецентренное растяжение по табл. 12.
Скатное направление (у) F а = 0; Fa = 10,8 см2/м.
Горизонтальное направление (х) Fa =1,75 см21м\ Fa=6,17 см2)м.
Точка 2
» 13,80 т/м\ А^скат = 12,6 т/м\
Мх » 4- 1,82 тм!м\ Му =4-1,57 тм}м\
h - 17,5 см\ h* = 14 см\ h% = 15 см.
Пример I. Монолитный железобетонный бункер • ' 115
Ввиду отсутствия таблиц для расчета плиты такой толщина
определяем арматуру по формулам (82), (86) и (87).
Направление у
е _ Му
с©------
^скат
—----100 = 12,5 см (первый случай расчёта);
12,6
h
2
Ra = 2700 кГ1см\ Rn = 100 кГЦсм*',
Ne — QAbh2^ 12600-6,25 —0,4-100-152-100
a
$ ас (^о Ял)
2700(15 — 2,5)
т. е. сжатая арматура не нужна.
А’=-^- = 12 600-6’25.^ 0,035 <0,40.
100-152-100
Определяем a' = — и 7' по табл. 15:
Zio
2а/ __2*2,5 __Л oQQ.
— " — — v,uOO,
Й0 15
а' = 0,036
N
a~Ra
Y = 0,98.
12 600
2700
6,25
0,98-15
e
Направление x
1 82
e0 = —-— *100 = 13,20см (первый случай расчёта);
13,80
e = 13,20 — 8,75 4- 3,5 = 7,95 см}
13800-7,95—0,4.100.142’100 Л
p =<---------------------------= — 21,7 < 0,
а 2 700(14 — 2,5)
т e. сжатая арматура не нужна.
138“-7-98.ода<о.ад
Ло =
° 100-142-100
a' = — = 0,058; 7' = 0,971;
Ло
Fa = 13800
2700
7,95
0,971-14
+ 1) = 8,10 см*1м.
116
Глава VIII. Примеры расчета и конструирования
Точка 3
Nr = 13,80 т/м\ Мх = —2,85 тм]м\
^скатн = 12,6 т/м\ Му = — 1,39 тм)м.
Направление у
₽ FЛ = 0; F. = 6Г65 см?[м (по точке 2).
Направление х
2 85
е0 = —-—- -100 = 20,7см (первый случай расчёта);
13,8
аналогично с расчетом точки 2 находим:
F = 0; F = 11,10 см2/м.
а а
Подбор сечений арматуры для вертикальных стенок. Крайняя
стенка имеет толщину 20 см.
Т о ч к а 1
= — 14,4 т1м\ М = 0;
Л «А-
№у = - 6,0 т/ж; Му = 0;
Так как стенка работает на сжатие, арматура принимается кон-
структивно.
Точка 5
ЛГ_ = №r + N' = -i- 0,77 + 3,75 = ‘4,52 m/м;
Л Л
Мх = 0,58 тм;
Ny= + 4,7 т1м\
Му = 0,82 тм.
Направление х (горизонтальное) по табл. 12
Fa = 0; Fa=3,19 см2.
Направление у (вертикальное) по той же таблице
р'=0; F = 3,19 см2,
а «
Точка 9
Момент Мх определяем по таблице А. Ф. Смотрова ♦.
Nx = N° 4- N’ = + 16,0 + 7,50 = 23,50 т!м;
Мх = 0,1305-2,50-1,О2 = 0,33 тм/м;
Ny = + 15,3 т1м\ Му = — 2,56 тм.1м.
* См. «Инструкцию по расчету железобетонных балок, плит и
балочных перекрытий». ОНТИ, 1938. Табл. 50.
Пример 1. Монолитный железобетонный бункер
117
Направление х (горизонтальное)
Ло = 20 — 3,5 = 16,5 см\ а' = 3,5 см\
0 33
е0 = —— • 100 = 1,4 см (второй случай расчёта);
23,5 *• s'
е’ = — + е0- а' = 10+ 1,4 — 3,5 = 7,9 см;
2
е ---------е0 — а — 10 — 1,4 — 3,5 = 5,1 см\
2
Ne' 23 500-7,9 _ 2/
= = 5,28 см2[м\
—---------------2700-13
Ne
Ra(h0 — a')
23 500-5,1
2700-13
= 3,42 см21м.
Направление у (вертикальное) по табл. 12
F’ =0; F= 8,96 см2/м.
<1 а
Точка 37
Nx = 32,8 tn/м; Мх = 0; Fax = 32 8°°- = 12,2 смГ/м;
2700
Ny = — 6,0 т?м’, Му = 0
Арматура принимается конструктивно.
Точка 41
N = + N = + 0,77 + 3,75 = 4,52 m/м; М,. = — 1,88 тм/м;
+V Л л
N = + 4,7 т1м', Nx = — 20,0 т!м.
У
Главные растягивающие усилия определяются по формуле (59)
(4,52+4,70) + —1/(4,52 — 4,7)2 + 4 • 202 = 24,61 т/м.
tg 2ср = —
Nx - Ny
Площадь отогнутых стержней
г 24 610 П1О 9.
F =-------------------------= 9,12 см2[м.
2700
Угол наклона находим по формуле (60)
2N. 2-20 0
т ----~ __ = 9()О1
4,52 — 4,70
у = 45°8'.
118 Глава VIII. Примеры расчета и конструирования
При армировании сетками принимаем две сетки из вертикаль-
ных и горизонтальных стержней. Сечение каждого направления
сетки '
а
9,12
2-0,7
= 3,25 см21м.
Арматура по изгибу Мх
А М 188 000
Дд — ------ — --------------
6А2р 100-17,52-100
и и
= 0,062;
по табл. 15 а ==0,065;
0,065-100-17,5-100
2700
= 4,22 см21м.
Необходимая площадь горизонтальной арматуры (каждой
сетки)
F = F' = 3,25 + 4,22 = 7,47 см2[м.
а а
Т о ч к a 45
Nx = N° + N" = — 31,3 + 7,5 = — 23,8 m/м-, Мх' = 0;
Ny = 15,3 ш/м; Му = 0.
Горизонтальное усилие сжимающее, поэтому арматура прини-
мается конструктивно
_ 15 300 _
ау~ 2700
5,66 см2}м.
На рис. 65 показана конструкция монолитного бункера, арми-
рованного сварными сетками.
Проверка сечения на ширину раскрытия тре-
щин производится для точки 1 воронки, в которой имеют место
наибольшие усилия.
Nу = 19,9 m; Му — 3,05 тм; ft = 20 см; hQ = 17,5 см;
а = а = 2,5 см; Fa = 12,8 см2 (рис. 65); F* = 7,50слЛ
305 000
19 900
— 10 + 2,5 = 7,8 см;
Еа = 2 100 000
Еб ~ 265 000
= 0,0073;'
bh0 100-17*5
М9 = Ne' = 19 900-7,8 = 155 000 кГсм;
Пример 1. Монолитный железобетонный бункер
119
М3
fifths
155 000
100-17,52-180
= 0,028; v = 0,20;
-7,5
V___ а _ 0,20
bhQ ~ 100-17,5
= 0,169;
а
h$
- 0,169 1 —
17,5
10рл
, о , 1 +5(0,028 + 0,145)
1,0-]--------------------
= 0;034;
— ho
Ю-0,0073-7,9
2а'
ho_________
~2 (?' + 6)
тт— .0,169 + 0;0342
1 / ,о
2(0,169 + 0,034)
= 15,4 см;
, __ ЫР , __ 100-202 .
Ц7 «р — 1,75---— 1,75 — 11. 700 см ,
11 700
12,8-15,4-7,9
-2 = 5,5;
ч =
о
____________12,8____________
(10-3,14-1,0 + 10-3,14-1,2)
= 0,278;
1,5
Т) = 0,70;
/т = — 5,5-7,9-0,278-0,7 = 8,46 см\
N^±z^ = 19900(7,8+ 15,4) =
FaZi 12,8 15,4
s = 0,8; Nc = — N = — 19 900 кГ;
Л43т = Мт = = 11 700-16 = 187000 кГсм;
N„ _J^r =, _ .18Z.°°2. = — 23900 кГ.
ei 7,8
120
Глава VIII. Примеры, расчета и конструирования
Величину ZjT определяем по формуле (174) СНиП П-В. 1-62.
При этом для вычисления относительной высоты сжатой зоны £ зна-
чение момента М3 заменяем величиной М3т.
= 187000= 0
ЫЙ1?" 100-17.5’180
и и
= 0,032;
100,0073-7,9
•0,169 + 0,032»
= 15,4 см-,
_ Мзт — Zit^ct _ 187000+ 15,4-23900
M3 — zlNz ~ 155000+ 15,4-19 900
фа = 1,3 — stn--= 1,3 —0,8-1,2----------—
6 — 4,5m 6 — 4
= 0,673;
ширина раскрытия трещин
ат ~ 'Ра
°а
Еа
</т = 0,673
2340
2 100 000
8,46 =
= 0,0063 см = 0,063 мм <0,2 мм.
Ширина раскрытия трещин меньше допускаемой.
Пример 2. Бункер к лоткового типа
Рассмотрим двухпролетный бункер для руды (рис. 66) с верти-
кальными торцевыми стенками. Размеры бункера:
h=4,8 м, ширина 6 л, пролет L=12 м. В бункере находится руда
с у=1,1 т/л3; <р=30°; а=53°8'. Вес перекрытия с полезной на-
грузкой- (расчетной) 810 кг/л2; sin а = 0,800; tg а = 1,333; cos а —
= 0,600; tg q> = 0,577; k = tg2(45— 4-) = 0,333; m0=0,608 (см. табл. 2
приложения).
Определение расчетного давления на стенки:
а) на вертикальные стенки
на глубине h = 4,8 л
рг = 1,ЗуАЛ = 2,28 т{м*\
на глубине h\ = 8,4 л
рг = 1,3-1,1 -8,4-0,333 = 4 т/л2;
Пример 2. Бункер лоткового типа
121
б) на наклонные стенки
на глубине А = 4,8 м
рНр'= 1,Зт07Л= 1,3-0,608-1,1 -4,8 = 4,17 т!м2\
в нижней точке /и = 8,4 м
рНр — 1,3-0,608-1,1 -8,4 = 7,3 пг]м2.
Нормальная составляющая
собственного веса при толщине
стенки 20 см
gH = 1,1g cos а =1,1 -0,2-2,5-0,6 =
-f- 0,33 т/м2.
Полные нагрузки на наклон-
ную плиту будут равны:
в верхней точке
рп = 4,5 т!м2\
в нижней точке
= 7,63 т/м2.
Определение растягивающих
напряжений. Растягивающие уси-
лия в стенках бункеров находим:
а) в горизонтальном направ-
лении
в середине высоты крайней вер-
тикальной стенки
yvz = p£^ = 2L28 6,0
2-2 2 2
= 3,42 т/м\
Рис. 66. Пример расчета лот-
кового бункера
а — схема бункера; б — давление
на вертикальную стенку; в — дав-
ление на наклонную стенку
внизу (h = 4,8 м)
N"^Prb = 2 28^0 = g 84 т/м.
2 2
Для средней стенки усилия будут в 2 раза больше, т. е.
Ncp = 6,84 т]м\ 7Vcp = 13,68 т]м.
Для верхней точки наклонной стенки
N"' = 2,28 — = 6,84 т/м;
2
для нижней точки
N"" = 4,0 ~ = 1,2 т/М;
11ЯНЭХЭ цончи-виихйэя ьинвяиинби
— г tmiHodoa еяхээ иенжЛйвп — а
IQHHOUOH
тэпиюд
saaiiiiiiiiiiiuiiiBB
ЭННО1ГОЯ я
qirs-Latt — ж !няхээ уонч1гвянхйэя вягчхэ qirexav — э tcadcsd — д tHMHodos вмхээ ккннэйхЛна
:нхэвь дояээьихвиснди еяхээ киннэйхЛня — д ‘.ихэвь ijoxoahHXBWEHdu енхаэ кенясИвн — о
иивм19э BdaMHXg монэхэ эинвзо(1иш<1у eg эи^
КЯМШШ п ГЫНдШО
vuinhoendu
btc
in II:
о a
if?
00l зот
ПУмФг-
001- гот
Hl/Я Ф
5
о
<м
iiiliiiiiiiinaii
3BiiiiiaiiiminiBi
ntt
|М1а188В11ПППГ,ПППППППППППЛППВ11ВВ1ВВ1!
iBBaiBaaiBiiiiiiiHiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiaiiBiiBfli
ивавв1вав1в1г111111111111111111111111!11111111авввввввав!
0SI готпш ф '
051 готщ/oii
051 готашФ
OSl гот^^Ф
1ЛШ|
Е*ц||»1мдии
iiiiiiiJMI
lllllllliilhl
lillllllinll
lllllllllllillHlI
Hiiiiiiiiiiiiiiiirii
'jBaiiiiiiiiiiimiBKV
aiiiaiaiainmiBi
05L готмиф
iJiiaiiiaiiiiiiiiiiiiiiiiiiiaiiiiiiiiiKH
№iiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiii»iiiii0|
raimaiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiii*
miiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiiaiiiiiiiai
ogmadsu нпнпу
(9
(P
001
122 Глава VIII. Примеры расчета и конструирования
в середине стенки
3,3
2
= 5,18 -т/м\
б) в вертикальном направлении
объем материала в бункере на 1 м длины
V = 6,0-4,8 + Z6»0 + °-6 .3>6\ =28,8+11,9 = 40,7
\ 2 /
расчетный вес материала на 1 м
G' = 40,7-1,1-1,3 = 58,2 т/м.
Собственный вес наклонных стенок бункера и днища на 1 м
составит
G" = (2-4,5 4-0,6) 0,2-2,5-1,1 = 5,3 т/м.
Полный расчетный вес материала в бункере и собственный вес
наклонной части его равен
G'" = 58,2 4- 5,3 = 63,5 т/м-,
растягивающее усилие в крайней вертикальной стенке
NB = ^15 = 31,8 т/м;
2
растягивающее усилие вдоль ската наклонной стенки
Ne = -^5- = — = 39,8 т/м.
sin а 0,8
В середине наклонной части при объеме нижней части (ниже
сечения)
3,34-0,6 । q q ci я/
V =-----------• 1,8 = 3,51 м3/м,
2
Весе материала
Gj = 3,51 • 1,1 • 1,3 = 5,05 т/м,
собственном весе нижней части бункера
Gj = (2^5- 2 4-0,6) 0,2-2,5-1,1 = 2,8 т/м
и давлении слоя засыпки выше сечения (h = 6,6 ти)
Gi" = 1,3ТЛ6' = 6,6-1,1-1,3-3,3 = 31,1 т/м
полная нагрузка на 1 м
S Gi = 5,05 4- 2,8 4- 31,1 = 39,0 т/м, -
а величина растягивающего усилия будет равна
39,0 о ,
N„ =------= 24,3 т/м.
с 20,8
Пример 2. Бункер лоткового типа
123
Определение усилия от местного изгиба. Рассчитаем плиту как
двухпролетную балку по формулам Клейнологеля
Zj = 4,8 м\ 12 = 4,5 м; p'i = 0; р{ = 2,28 т!м\
р2 = 4,50 т!м?\ р2 = 7,63 т!м\
kx = 1; kt = — = — = 0,94; N = Л, + kt = 1,94;
D . 2-2,28.4,8» _
= is ’
г _ ₽2^2 , 7(₽2 Рг)^2
4,2 —---------------------=
4 60
4,5-4,.52 , 7-3,13-4,52 Qn
4 60
Момент на опоре
7?Л __ L2fe2 _ _ 7,0-1 __ 30,2-0,94
2N 2N ” 2-1,94 2-1,94
= — 9,12 тм.
Моменты в пролетах: на вертикальном участке момент во всей
плите отрицательный;' на наклонном участке МпрОл в 4-11,32 тм.
Толщину плит необходимо увеличить до 25 см.
Расчет на общий изгиб. Для примера рассчитаем трехгранную
складку. Расчетные нагрузки на вертикальную стенку складки со-
ставят:
от перекрытия на вертикальную стенку
р' = 0,81-6 = 4,86 т/м\
от собственного веса вертикальной стенки (6 = 25 см)
р" = 0,25-4,8-2,5-1,1 =3,3 т/м\
от веса наклонных стенок
р'" = 0,25-4,5-2,5-1,1 = 3,1 т/м-
от веса материала в бункере
вес столба материала в точке 4
1,ЗуЛ = 1,3-1,1-4,8 = 6,86 т/м2\
вес столба в точках 2 и 3
1,3-1,1-8,4= 12 т/м2.
Тогда нагрузка на вертикальную стенку (в точке 4) будет
равна (рис. 66)
_ 2 (S.Sa-Hg.O) 2 J 12.0+2-6.88 _
2 3(6,86+ 12,0)
124 Глава VIII. Примеры расчета и конструирования
Горизонтальная реакция от распора материала в точке 4 при
загрузке с двух сторон равна нулю.
Суммарная нагрузка на вертикальную грань составит
Уъд = 4,86 4~ 3,3 3,1 -f- 23,2 ~ 34,5 т/м.
Расчетные нагрузки на наклонные грани:
от собственного веса стенки и днища (вертикальные)
Pj = 0,25-2,25-2,5 1,1 4- 0,25-0,3-2,5-1,1 = 1,76 т1м\
от веса материала в бункере
- 6,86 4- 12 2-12 4-6,86
р< =---------- -2,7-------------h 12-0,о= 1/,о т[м.
1 2 3(6,86+ 12)
Ввиду симметричной нагрузки.горизонтальная составляющая от
распора материала равна нулю.
Суммарная вертикальная нагрузка
2 Pi = 1,76 4- 17,5 = 19,3 tnlM.
Разлагаем вертикальную составляющую на два направления
(см. рис. 37).
S pi
#24 — ^734 —-----------
* cos 36°52
19,3 ол /
-----—24 т[м.
0,8
Геометрические размеры и величины определяются по табл. 17.
Таблица 17
Геометрические размеры и величины
Наименование Обозначения Номер граней
2—4 3—4 1—4
Площадь сечения в м2 р 1.12 1,12 1.2
Высота поперечного се- чения в м h 4.5 4,5 4,8
Момент сопротивления в м3 IF 0,84 0,84^ 0,96
Внешняя нагрузка в т[м Я —24 —24 +34,5
Балочные изгибающие ‘моменты от нагрузки в тм Мо= ' О —384 —384 +552
Моменты от внутренних сил взаимодействия в тм . . . / Л л 05 8 4~ 16 $24 + 16 S34 + 16$14
Пример 2. Бункер лоткового типа
125
Определение направления сил взаимодействия и углов (риф
(см. рис. 39):
<р31 = 143°8'; Т12 = 143°8'; <р23 = 73°44';
sin <р31 = 0,600; sin <р12 = 0,600; sin = 0,960;
cos<p31 = 0,800; cos <р12 = 0,800; cos<p23 = 0,280;
фи = 53°8'; фз4 = 126°52'; ф14 = 270^;
sin ^24 = 0,800; sin = 0,800; sin ф14 = — 1;
cos Ф24 = 0,600; cos Ф34 = — 0,600; cos ф14 = 0.
Фокальные отношения ребровых нормальных напряжений оп-
ределяются по формулам (49):
1 12 12
2(1,12 + 1,12+ 1,2) — —
2 (FM + ^24 + Fu) - -V—V
Л43 = --------------—----
F34
1 12 Г 2
2(1,12+1,12 + 1,2)— — —
2 (FM + F^ + FM) —- 4*
F14
1 12 1 12
2(1,2+1,12+ 1,12) —
1,2
Коэффициенты нормальных напряжений определяются по фор-
мулам (50): ‘
724 784 2Х42 -
= 0,663;
_ 3 3
42-743- j “'2.5,1— 1
= 0,326;
126
Глава VIII. Примеры расчета и конструирования
' 2Х41- 1
3
~ 0,675;
= 0,349.
х,л41 1
Нормальные напряжения во
определяются по формулам (51) и (52):
от нагрузки на грань 2—4 q24 — —24 т/м
q ^24
всех ребрах от внешних нагрузок
= + 0,663 — - + 303 т/я»;
0,84
Л12, 384
О« = -Ь,— = -0,326 — = - 149 т/я»;
W 24 0,84
а? _______мд
с? =-------=-----------=4-74,5 т/м2;
Х14 2
og =----— = — —= + 74,5 т/я2;
, 2
от нагрузки на грань 3—4 q34 = —24 т/м
г 384
°? = — Ъд — = + 0,663 — = + 303 т/м2;
^34 0,84
' 384
О« = 7 -Л = -0,326 = - 149 т/я»;
№34 0,84
а? ________140
of = _ — =----------— = + 74,5 т/м»;
Х14 2
of = — 712*?. = 74 5
2 2
от нагрузки на грань
= 34,5 т/м
Л" = — 744 — = —0,675 — = — 388 т/м»;
1 т 0,96
542
49—=-Ь201 т/м2;
0,96
201
— = — 100,5 т/м2;
«7,4
длО
т 14 .
741 W’u “
= -± =
Хол
201
— = — 100,5 т/м*.
of
а3
Пример 2. Бункер лоткового типа
127
Суммарные значения составят:
= +'74,5 + 74,5 — 388 = — 239 т/м2;
4 = + 303 + 74,5 — 100,5 = + 277 /п/ж2;
of = + 74,5 + 303 — 100,5 = + 277 т/м2;
<$ = — 149 — 149 + 201 = — 97 т/м2
Ребровые нормальные напряжения о8 от сил взаимодействия
в трехгранном узле определяются по тем же формулам:
от силы +S14 (см. рис. 39)
а? = — 0,675 ^4. = — Ц ,25S14;
1 0,96
4 = + 0,349 = + 5,82SM;
4 0,96
4 = — 514 = — 2,91Su;
ОТ СИЛЫ +$24
4 = — 0,663 = — 12,62524-,
2 0,84
4 = + 0,326 = 6.2S24-,
4- 0,84
5 _ 6.2S24 _ Q 1 с' .
°3 ~ п--------------’ ^>а4 ’
ОТ СИЛЫ + S34
4 = — 0,663 -^4. = — 12,625м;
i 0,84
4= +0,326-^4- =
0,84
+ 6,2S34;
- 3,1SM; 4 = _^31 = -3,1534.
2
128
Глава VIII. Примеры расчета и конструирования
Определяем суммарные значения сЛ — с£ 4- с£ :
Si = — 239 — 11,25S14 — 3,1S24 3,1S34;
с2 = + 277 — 2,91S14 — 12,62S24 — 3,1S34;
a3 - 4- 277 - 2,91 S14 — 3,1 S24 — 12,625^;
c4 = — 97 4~ 5,82S14 4- 6,2^24 4~ 6,25^.
Вычисляем вспомогательные величины:"^
c4 — ax
A = —------------------------- • sin сргз —
hu
(_ 9.7 4- 239) 4- (5,82 4- 11,25) S14 +
4-(6,24-3,l)S24 + (6,24- 3,IJS^ n nc
=--------------------------------------- U , УО —
.4,8
= + 28,4 + 3,41SM + 1,86S24 + 1,86X34;
D a4 ---- 32
В = --------sin ?81 =
Й24
(— 97 — 277) + (5,82 + 2,91) Sw +
_ + (6,2+ 12,62) + (6,2 + 3,1)Хз4
1 " VZ } 1
4,5
= — 49,8 + 1,16544 + 2,51S24 + 1 ;245з4;
С = -4—5 -sin?12 =
Л34
(—97—277)+ (5,82 + 2,91) S14 +
+ (6,2 + 3,1) 5г4 + (6,2 + 12,62) $34 '
-------------------------------------• и,о =
4,5
= — 49,8+ 1,16X44+ 1,24524+ 2,51Хз4.
Составляем уравнения равновесия по формуле (53):
Л + В + С = — 71,2 + 5,73ХМ + 5,61X24 + 5,61X34 = 0;
Х24 COS Ф24 ‘“’34 COS <p34 = 0,6S24 — 0,6S34 = 0; Х24 = S34;
$24 Sin (р24 + S34 51П Ф34 + $14 sin Ф14 = 0,8$з4 + 0,8$з4 — Х14 = 0;
$24 = 0,625$м; 5,73514 + 11,22-0,625Si4 = 71,2;
$14 — = 5,58 т/м-, S24-- S34 = 0,625-5,58 = 3,48 т!м.
12,74
Определяем окончательные значения напряжений:,
<4 = — 239— 11,25-5,58 — 6,2-3,48 = — 323,3 т/л2;
32 = + 277 — 2,91 • 5,58— 15,72 • 3,48= + 206,1 т/л2;
Пример 2. Бункер лоткового типа
129
а3= + 277 — 2,91-5,58 — 15,72-3,48= + 206,1 т/л2;
а4 = —97-+5,82-5,58 + 12,4-3,48 = —21,5 т/л2.
Z
Моменты и нормальные силы в сечениях от общего изгиба бун-
кера по формулам (42) — (45) будут равны:
, чп по — 21,5 4-323,3
/И14 = —— (а4 — ах) == 0,96----------- = 145 тм\
2 2
ЛЛ АЛ П ОЛ— 21 ’5—206,1 __ _
Л424 = М34 = 0,84-------------= — 95,5 тм;
^14 —
z . ч 1 о —21,5 —323,3
(з4 + ai) = 1,2------------= — 207 т (сжатие).
2
N2A= = 1,12—21,5 + 206,1 = _j_ Ю3,5 т (растяжение).
2
Определяем перерезывающие силы на опоре:
Qi4 = ^/14---И «$14 — = 34,5’6,0 5,58*6,0 = 240,5 т\
2 2
по
по
<?24 = <?34 = —24,0’6,0 4- 3,48’6,0 = — 123,1 т.
Скалывающие усилия в ребрах на опоре чбалок определяются
формулам (55):
грани/—4
по
О0
1 **14
41 - ~Т~
^14
~ ^14 п .
/И°4
= ^41+0,96^
4,8\
граням 2—4 и 3—4
/3 _ /2 _ ^24
М3 - М2 “ ~7
552
= 70,5 т1м\
144
,_0|84 206.1 -2.21.5
384
= — 43,4 т/м\
1 __ НГ24
4
Коэффициенты распределения определяются по формуле (56):
7)4._F24 (2X24—1) 1,12 (2-2-1)
Vin . • V 9 О,
FM Х24(Х41-2) 1,2 2(4,8-2)
4 = Fm (2Хз4— 1) = 1,12 (2-2-1) = 0 5.
013 Fl4 ’ Хм(Х41-2) 1,2 ' 2(4,8-2)
130
Глава УШ. Примеры, расчета и конструирования
4 = 7 (2Хм-1) = Ь2 (2-2-1) = ь>
Fu Xu(X«-2) 1,12 2(5,1—2)
4 . (2^-?)„ = Ы? . J2.: ?.-!)_ _ Q.483
FM ХМ(ХИ—2) 1,12 2 (5,1-2)
и аналогично предыдущему
= 0,517; v|2 = 0,483.
Тогда
= /^ = — 70,5-0,5 = — 35,25 т\
= + 43,4-0,517 = + 22,4 m;
4 = +43,4-0,483 = + 21,0 т;
/*3 = + 43,4-0,517 = + 22,4 т;
= +43,4-0,483 = +21,0 т.
Суммарные скалывающие усилия по граням находятся по фор-
муле (57):
з
*4 = 2 d = + 70-5 + 22>4 + 22>4 = + 1,5-3 т1м'<
1
= — 43,4 — 35,25 + 21,0 = — 57,65 т[м,
<4 = — 43,4 — 35,25 + 21,0 = — 57,65 т/л;
з
2*4 = 0.
1
Подбор сечений бункера. Вертикальная стенка 1—4:
h = 4,8 м\ b = 0,25 м; h0 = 4,6 м; а' = 10 см.
Усилия в плоскости стенки
Л40бщ =Я- 145,0 тм-, ЛГ14 — —207,0 т (сжатие);
Q = 240,5 т.
Растягивающие усилия от горизонтального распора на торец
в нижней части будут равны М"= 13,68 т/м.
Растягивающие усилия в вертикальном направлении
= р -р р ^14 = 3,1 -р 23,2 -р 5,58 = 31,88 т/м-,
N* = 3,1 + 11,6 + 5,58 = 20,28 т[м.
Местный момент из^плоскости Л4=±9,12 тм}м.
Пример 2. Бункер лоткового типа
131
Подбираем сечение вертикальной балки:
145
е0 =----= 0,7 м = 70 см = 0,135Л0 (второй случай расчета);
207
е = 70 + 220 = 290 см (бетон марки 200).
Площадь сжатой арматуры
, 207 000-290 —0,4-25-4602-100 1OOQ п
а 2700(460— 10)
т. е. сжатая арматура не нужна.
- 0.4-25-4602-100 оол
е =----------------— 334 см;
0,55.25-460-100
е = 290 см < е,
т. е. арматура у менее сжатой стороны не требуется.
Принимаем по конструктивным соображениям
F, = 0,2-25-460- — = 23 см2 (6 0 22, Д-П).
100
Расчет поперечной арматуры при Q = 241 т;
Q = 241 000 < 0,25-RKbhQ = 0,25-100-25-460 = 287 000 кГ.
Принимаем диаметр поперечных стержней 16 мм А-П, причем
арматура устанавливается в два ряда через 200 мм, Rax —
2 150 кГ/см2.
2150-2,01-2 г.
q =------------— 432 кГ/см;
20
Qx6 = }Л),6-100-25-460г-432 — 432-20 = 361 000 > 287 000 кГ.
Подбор сечений на местный изгиб с растяжением в вертикаль-
ном направлении:
М = ±9,12 тм]м; N" = 20,3 m/м или W' = 31,9 т/м.
Толщина плиты h = 30 см (таб. 14):
fa = 17,3 см2/м. Принимаем стержни диаметром 20 мм, которые ус-
танавливаются с обеих сторон через 20 см.
Наклонные стенки 2—4 и 3—4:
h — 450 см; h0 = 430 см; b = 25 см; а = 20 см; а' = 10 см.
Усилия в плоскости стенки:
М = —95,5 тм; N = 103,5 т (растяжение); Q = 123,1 т.
Усилия из плоскости стенки:
М = ± 11,32 тм/м; М' = —9,12 тм!м;
N = ± 24,3 т/м; N' = 39,8 т/м (растяжение).
132
Глава VIII. Примеры расчета и конструирования
95 5
е0 = —= 0.92 м = 92 см (второй случай расчета);
103,5
е = 225 — 92 — 20 = 113 см;
а)
а — схема опалубки; б — разрез; в — схема сварки
стержней в узле
, е' = 225 + 92 — 10 = 307 см;
р 103 500-307 оо . , .
гя —---------------— 28 см2 (внизу);
2700(430— 10)
103 500-113 , 0 О »,
----------------= 10,3 см2 (у точки 4).
2700 (430 —10)
Пример 3. Бункер круглой формы
133.
Принимаем арматуру 23 см2 (6 диаметром 22AII) по расчету
вертикальной стенки.
Расчет хомутов при Q= 123,1 т. Поперечные стержни принимаем
5 диаметром 12A-II на 1 At в два ряда:
2150-1,13-2 Q.Q
Ях =------------= 243 кГ[см\
20
Qx6 = рЛ),6-100-25-4302-243 — 243-20 = 254 000 > 123 100 кГ.
Подбор сечений на местный изгиб с растяжением (из плоскости):
М' = 11,32 тм/м\ N — 24,3 т/м (в середине пролета плиты);
Л4" = —9,12 тм/м\ N = 39,8 т/м (у опоры складки).
Утолщаем плиту до 30 см. Сечение арматуры по табл. 14 в
пролете fa = 22,0 см2/м и на опоре fa =21,04 см2/м.. Схема армиро-
вания бункера приведена на рис. 67.
Проверка на скалывание по узлу 4 грани 4—1
t = 115,3 т/м < Q.
Пример 3. Бункер круглой формы
Рассмотрим бункер, изображенный
кера: £>=6,0 м\ h=3,6 м; а=50°.
В бункере хранится материал с объ-
емным весом 7 = 1,5 т/м3, ср = 35°.
Постоянные величины:
sina = 0,766; tg а = 1,19; 75» = 0,271
(по табл. 1 приложения);
т0 = cos2 а + k sin2 а = 0,572
(по. табл. 2 приложения).
Определение давления на стенки:
а) на вертикальную стенку на глубине
3,6 м
рг= l,3k^h = 1,3-0,271-1,5-3,6 =
= 1,9 т/м2\
на рис. 68. Размеры бун-
Рис.. 68. Пример расчет^
круглого бункера
б) на наклонные стенки на глубине 3,6 м
Рн = /ио1,3уй = 0,572-1,3-1,5-3,6 = 4,01 т/м2\
на глубине 6,8 м
р' = 0,572Л,3-1,5-6,8 = 7,58 т/м2.
Расчетное усилие в стенке цилиндрической части бункера нахо-
дим по формуле (70)
N = ргг = 1,9-3,0 = 5,7 т/м.
134 Глава VI11. Примеры расчета и конструирования
Расчетное усилие в стенке в вертикальном направлении опре-
деляем по формуле (75).
Расчетный вес бункера с материалом, считая толщину стенок
10 см, равен
Q 14.4 02.QRK
Q = (3,14-3,02-3,6-1,5-1,3) + —- -- -1,5-1,3 +
3
г (3,14-6,0-3,6 0,1 -2,4-1,1) + (3,14-3,0-4,65-0,1-2,4-1,1) = 293 т;
293
2лг “ 2-3,14-3,0
= 15,55 т1м.
Расчетное вертикальное давление на уровне верха конуса
рв = 1,3^ = 1,3-1,5-3,6 = 7,01 т[м2.
Усилие в кольце на этом уровне определяем по формуле (73)
ТТ = = 7,01 ~0,5723,55 = 15(6 т/м.
sinatga 0,766-1,19
Меридиональное усилие находится по формуле (74).
Расчетный вес воронки и материала
Q' = 65,3 + П,6 = 76,9 rrr,
Т’мер —
76,9+ 198,0
2-3,14-3,0-0,766
19,05'т/ж.
Подбор сечения арматуры.
Цилиндрическая часть бункера. Бетон марки 200,
арматура периодическая из ст. 5 класса АП; /?р=7,20 кГ!см2\
/?а = 2 700 кГ/см2.
Сечение кольцевой арматуры
N* 5700 о 71 2/
а = —— =-------= 2,71 см2[м,
Ra 2100
Сечение вертикальной арматуры
= 15 550 = 5 5 см^м
2700.
Коническая часть бункера
Сечение кольцевой арматуры
„ 15 600 -
Fa =-------= 5,78 см2[м,
2700
Сечение меридиональной арматуры
гам = 19.050 7,05 смЧм.
2700
Пример 3. Бункер круглой формы
135
Проверка на ширину раскрытия
водится на усилие от нормативных нагрузок:
65,3+198,0 11,6
Т'мер =------—----------— = 14,95
р 2-3,14-3,0-0,766
трещин произ-
т/м-,
F6 = 100-10 = 1000 смЦм-,
Fa = 7,07 см2/м (9 0 10).
Расчет производим по
формулам (78) — (81):
N 14 950
аа = ---=--------=
Га 7,07
= 2120 кГ/см*\
Е& = 2 100 000 кГ[см?\
N6t = 0,8Ffl“ =
= 0,8.1000-16 = 12 800 кГ\
фа = 1—0,35^- =
. N
Рис. 69. Армирование круглого бун-
кера
а — схема опалу<5ки; б — разрез
= 1 _ 0,35 -^2. = о,7;
14 950
= 0,25;
7,07
9-3,14
7,07
1000
0,007;
и
-0,7 = 250 мм;
0,007
ат = фа— • /т = 0,7--? -?°--250 = 0,18 <0,2 мм.
Еа 2100 000
На рис. 69 приведена схема армирования бункера.
ЧАСТЬ ВТОРАЯ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ СИЛОСЫ
Глава IX
ВИДЫ СИЛОСОВ И ИХ УНИФИКАЦИЯ
§ 28. Общая часть
Для складов сыпучих материалов, исходя из условий удобства
их загрузки и разгрузки, нашли широкое применение силосы. Сило-
сами называют хранилища для сыпучих материалов, имеющие ци-
линдрическую или призматическую форму с отношением высоты
стенки Н к меньшему поперечному размеру, равным или более 1,5.
Для силосов диаметром 18 At и более это отношение может быть
менеее 1,5. За Н принимается высота стен от надсилосного пере-
крытия до верха воронки или забутки (рис. 70).
Силосы могут служить в .качестве хранилищ готовой продук-
ции либо использоваться как промежуточные емкости для хранения
сырья или полуфабрикатов. Возводятся как отдельные, так и группы
силосов, объединенные в один общий склад.
Размеры силосов, их форма, количество, способы опирания,
а также расположение в плане назначаются в соответствии с тре-
бованиями технологического процесса, условиями загрузки и раз-
грузки, технико-экономических предпосылок и в соответствии с уни-
фицированными строительными параметрами, принятыми для силос-
ных складов.
Силосы бывают круглыми, квадратными, прямоугольными, ше-
стигранными и многогранными. Предпочтение отдают круглым си-
лосам, представляющим собой ячейки цилиндрической формы. При
такой форме стенки работают в основном на растягивающие уси-
лия, поэтому их толщина может быть небольшой. Эти силосы це-
лесообразно выполнять с предварительным напряжением по внеш-
нему периметру стенок. Благодаря этому бетон стенок получит на-
пряжение сжатия и в процессе работы при надлежащей величине
этого усилия никогда не будет растянут.
При проектировании корпусов из силосов круглой формы реко-
мендуется, как правило, предусматривать рядовое их расположение
(рис. 71, а). Шахматное расположение (рис. 71, б) допускается
в отдельных случаях, например при расширении существующих си-
лосных корпусов.
Если цилиндрические силосы располагаются вплотную в два
или несколько рядов, то между цилиндрами (рис. 71, а, б) обра-
зуются полости (звездочки), которые могут быть использованы
• § 28. Общая часть
137
Рис. 70. Различные схемы устройства силосов
а — без подсилосного этажа с разгрузкой через отверстие в стенке; б — то
же, с разгрузкой через специальные галереи под днищем; в —с конической
воронкой, опирающейся на уступы утолщения стенок; г — с плоским железо-
бетонным днищем и забуткой; д — со стальной конической воронкой; е — с ко-
нической воронкой, опирающейся на отдельные колонны; ж — с плоским дни-
щем, поддерживаемым колоннами по контуру стенок силоса и непосредст-
венно под днищем;
1— верхняя галерея; 2 — перекрытия над силосами; 3— стенки силоса; 4 —
фундамент; 5 — бетонный пол; 6 — песчаная засыпка; 7 — нижняя галерея;
8 — железобетонная или стальная воронка; 9 — утолщение стенки; 10 — днище
силоса; 11— забутка; 12 — подсилосный этаж; 13 — колонна
как добавочные ячейки для хранения материала или для установки
в них лестниц, фильтров и другого оборудования.
Круглые расставленные силосы (рис. 71, в) могут применяться
в тех случаях, когда для хранения сыпучих материалов использу-
ется пространство между силосами и когда при рядовом расположе-
нии силосов материал трудно выгружается из звездочек.
138
Глава IX. Виды силосов и их унификация
При прямоугольном, квадратном или многогранном сечениях
ячейки каждого силоса располагаются вплотную. При квадратном
или прямоугольном сечении ячеек внешнее очертание всего силос-
ного склада будет прямоугольным (рис. 71, г). Квадратное или
прямоугольное сечение принимается в тех случаях, когда силосы
должны иметь большое количество мелких ячеек для хранения раз-
Рис. 71. Силосные корпуса с различным
расположением силосов
а — рядовое расположение цилиндрических силосов; б —
шахматное расположение; в — цилиндрические расставлённые
силосы; г — квадратные силосы; д — восьмигранные силосы;
е — шестигранные силосы
ных материалов или одного и того же материала, но различных,
сортов. (
Квадратное сечение рациональное при размерах сторон не бо-
лее 3—4 м. При больших размерах сторон квадратных или прямо-
угольных силосов в стенках возникают значительные изгибающие
моменты, что требует увеличения их сечения. Используя предвари-
тельное напряжение арматуры стенок, можно получить рациональ-
ную конструкцию с ячейками 4—5 м при хорошем использовании
силосного хранилища в плане.
За рубежом широкое распространение получили силосные склады
из шестиугольных и восьмиугольных силосов (рис. 71, д, е). Та-
§ 29. Способы загрузки и выгрузки материалов из силосов 139
кие силосы сочетают в себе преимущества круглых и квадратных:
отпадает необходимость в устройстве криволинейной опалубки, при
наличии коротких пролетов в стенках возникают небольшие изгиба-
ющие моменты, полностью используется пространство склада, загру-
жение отдельных силосов не сказывается на работе остальных.
Наиболее целесообразно проектировать железобетонные, прей- •
мущественно сборные, силосы. Стальные силосы целесообразны
только для материалов, хранение которых в железобетонных сило-
сах недопустимо, а также в качестве сборно-разборных инвентар-
ных хранилищ.
§ 29. Способы загрузки и выгрузки материалов из силосов
Сыпучие материалы поступают в силосы сверху и выгружаются
через специальные отверстия, устроенные в днищах.
Загрузка осуществляется двумя способами: в люки с помощью
транспортеров, располагаемых в надсилосных галереях, и с помощью
специальных насосов, которыми порошкообразные материалы по
трубопроводам нагнетаются в силосы.
Выгрузка материалов через выпускные отверстия осуществля-
ется самотеком или пневматическим способом, для чего в днище
устанавливаются специальные плитки, сквозь ‘которые под давле-
нием подается воздух. Просачиваясь, воздух приводит в движение
частицы материала, которые равномерно вытекают из силоса.
Силосные хранилища при незначительных площадях застройки
могут иметь большую емкость. Обычно только несущая способность
грунтов ограничивает высоту силосных складов, которые использу-
ются для хранения различных сыпучих материалов.
При выборе типа силосного склада необходимо иметь в виду
его непригодность для хранения сыпучих материалов, способных сле-
живаться или возгораться или имеющих структуру, разрушающуюся
под значительным давленим. Типы силосных днищ обычно опреде-
ляются условиями разгрузки материалов из силосев.
Тип I. Подсилосный этаж отсутствует, стенки заканчиваются
на уровне верха фундамента. Днищем служит бетонный пол, устраи-
ваемый на песчаной подсыпке. Разгрузка материала осуществляется
через выпускные отверстия в стенках (рис. 70, а).
Тип 11. Также не имеет подсилосного этажа и разгружается
через специальные галереи, проходящие под днищем (рис. 70, б).
Тип III. Стенки непосредственно опираются на фундамент. Раз-
грузка силосов осуществляется через коническую, стальную или
железобетонную - воронку, которая опирается на уступы в утолще-
нии стенки. В пределах подсилосного этажа толщина стенок де-
лается большей, чем толщина силоса над воронками (рис. 70, в).
Тип IV. Стенки начинаются на уровне железобетонного днища,
являющегося перекрытием подсилосного этажа. Днище выполняется
в виде плоской железобетонной плиты с откосами из тощего бетона,
без устройства специальных воронок (рис. 70 г,) либо со стальными
или железобетонными полуворонками (рис. 70, д).
Тип V. Стенки начинаются от уровня верха воронки, опирающей-
ся на колонны, располагаемые по контуру силосов (рис. 70,. е)4
140 Глава IX. Виды силосов и их унификация
Тип VI. Стенки начинаются от отметки днища. Колонны, уста-
навливаются по периметру силоса под его стенкой и непосредртвенно
под днищем (рис. 70, ж).
§ 30. Унификация силосов и силосных корпусов
Силосные сооружения в общем объеме промышленного строитель-
ства составляют значительный объем.
Строительство складов силосного типа объясняется широким
применением их для хранения самых разнообразных материалов:
цемента, гипса, руды, соды, сажи, сухого песка, суперфосфата, зер-
на, муки, комбикормов и других материалов.
Высокая стоимость силосных конструкций, их конструктивное
многообразие, различный подход технологов и строителей к объемно-
планировочным решениям, а также применение различного оборудо-
вания для силосов одного и того же назначения требует создания
единой методики проектирования, изготовления, монтажа и воз-
ведения силосов и силосных корпусов. Поэтому возникла необходи-
мость унификации этих конструкций. Унификация железобетонных
силосов имеет своей целью создание при монолитно возводимых
силосах диаметром 6 и 12 м унифицированной опалубки и при си-
лосах, возводимых из сборных железобетонных элементов, — унифи-
цированных сборных железобетонных изделий заводского изготов-
ления.
Предварительно были изучены возможности создания одина-
ковых компоновок и конструкций в различных отраслях промышлен-
ности: строительной индустрии, строительных материалов, черной и
цветной металлургии, химии, пищевой, бумажной и угольной. На
основе анализа требуемых емкостей силосных складов, системы за-
грузки материалов в силосы, хранения и выгрузки их были при-
няты унифицированные параметры силосов и силосных корпусов
для перечисленных отраслей промышленности. При этом имеется
в виду применение этих же унифицированных конструкций силосов и
в других отраслях народного хозяйства.
Унификация производилась только для несущих конструкций
силосных складов (колонны, подсилосные перекрытия, силосные
стенки надсилосные перекрытия). Из-за многообразия решений за-
грузки и разгрузки силосных складов не удалось унифицировать
конструкции надсилосного и подсилосного этажей и других пристра-
иваемых сооружений, входящих в общий комплекс склада. Однако
габариты их в плане и по высоте должны отвечать пролетам, крат-
ным 6 м, и высотам, кратным 0,6 м.
Параллельно (^унификацией строительных параметров силосных
корпусов были унифицированы технологические компоновки, подъ-
емное, погрузочное и, разгрузочное оборудование и другие элементы.
используемьТё при эксплуатации силосных складов. Унификация тех-
нологической части была проведена Промтрансниипроектом и Пром-
зе^нопроектом.
Одним из важнейших вопросов унификации силосных сооруже-
ний является размещение силосов в плане. Возможно устройство
одиночного силоса или группы силосов, располагаемых в один или
§ 30. Унификация силосов и силосных корпусов
141
несколько рядов, образующих силосные корпуса. Иногда целесооб-
разно применение нескольких силосных корпусов, состоящих из двух
или многих силосов.
Для взаимной увязки силосов или силосных корпусов с другими
зданиями и сооружениями на промышленной площадке необходимо
разбивку и размеры силосов выполнять по унифицированной сетке,
кратной сетке для промышленных зданий, равной 6 ж. При несколь-
ких силосах они поверху и понизу соединяются галереями, которые
могут быть выполнены из типовых конструкций с шагом 6 м. Наи-
более целесообразным решением при необходимости создания емко-
стей больше чем из одного силоса является блокировка силосов
в корпус. Однако при этом имеются конструктивные соображения,
ограничивающие блокировку силосов в корпус в зависимости от ди-
аметров силосов, их высоты, свойств насыпных грунтов, грунтовых
условий и способов производства работ по возведению силосных
сооружений.
Силосный склад, создающий большую концентрацию нагрузок
на фундаменты, в большей степени, чем другие здания и сооружения,
взаимодействует с грунтами оснований. Имея большую высоту стен
и сплошную фундаментную плиту, силосный корпус передает давление
на основание как жесткий штамп, величина и положение равно-
действующих веса которого меняется. Вследствие неравномерности
реакции основания и неравномерного размещения нагрузки внутри си-
лосного корпуса в нем возникают изгибающие моменты и перерезы-
вающие силы от общего изгиба корпуса. Перерезывающие силы вос-
принимаются главным образом стенами силосов, в которых в связи
с этим возникают дополнительные срезывающие и растягивающие
усилия.
В сблокированных силосных корпусах, имеющих два, три и более
силосов в ряду, при разгрузке некоторых силосов возникают дополни-
тельные растягивающие усилия в стенах.
Вследствие сложности работы пространственной конструкции си-
лосного корпуса и невозможности определить характер приложения
нагрузки через днище величины дополнительного растяжения и среза
в стенах и в местах их сопряжения точно оценить нельзя. Величина
напряжения среза достигает в местах сопряжения силосов значитель-
ной величины, особенно для силосов с тяжелыми насыпными грузами.
Уменьшить это напряжение можно путем придания большей жест-
кости силосному корпусу, уменьшением диаметра силосов и увели-
чением их количества, т. е. созданием таким образом более жесткой
силосной конструкции.
Подобные решения и были приняты при унификации зерновых
элеваторов. Поэтому для многорядных силосных корпусов целесо-
образно применение силосов малых диаметров. Наиболее жесткой
конструкции можно достигнуть при возведении монолитных сило-
сов. Сборные железобетонные конструкции в меньшей мере, чем
монолитные, способны воспринимать дополнительные напряжения,
которые возникают в силосных корпусах от общего изгиба.
Исходя из этих соображений, при унификации количество ря-
дов силосов диаметром 3 и 6 ж практически не ограничивалось.
Для силосов, имеющих диаметр 12 м, учитывая практику строитель-
ства, а также высказанные выше соображения чо работе таких
142
Глава IX. Виды силосов и их унификация
сооружений в условиях общего изгиба, было принято наибольшее их
количество в корпусе, равное 2-2 = 4 силосам. Однако, по-види-
мому, с успехом можно применять на основе существующей прак-
тики строительства и эксплуатации силосных корпусов при диа-
метре 12 м секцию из 3-2=6 силосов.
При создании унификации учитывалась возможность перехода
от монолитных силосов к сборным и было принято такое решение
стен силосов, которое обеспечивало взаимозаменяемость сборных
конструкций с монолитными без изменения конструктивных решений
других элементов. Таким конструктивным решением сборных сило-
сов явилось применение готовых колец, из которых монтируется
силос, либо элементов, равных части кольца, с простейшим сопря-
жением их в кольцо на монтаже. При блокировке силосов в кор-
пуса кольца монтируются с небольшим зазором друг к другу
с последующим замоноличиванием узлов сопряжения. Унификация
сборных стенок силосцв позволила резко сократить количество типо-
размеров элементов заводского изготовления. В результате проделан-
ной работы унифицированные типовые конструкции силосных корпу-
сов могут быть использованы при проектировании складов, состоящих
из нескольких сблокированных (или одного) одинаковых по диа-
метру и высоте силосов с различными подсилосными этажами.
Для унифицированных корпусов разработаны чертежи силос-
ного хранилища с подсилосным этажом. Конструкция фундаментов не
приводится, так как они зависят от грунтов основания. Чертежи вспо-
могательных частей складов (надсилосной галереи, пристройки при-
емного устройства, лестниц, лифта и пр.) из-за многообразия тех-
нологических решений в силосные корпуса не входят и разрабаты-
ваются отдельно для каждого сооружения.
В рабочих чертежах унифицированных конструкций силосов при-
водится общее конструктивное решение секций, а именно: общие
опалубочные чертежи, монтажные схемы и узлы, а также детали
сборных железобетонных конструкций со спецификациями, опалубки
и армирования монолитных и сборно-монолитных конструкций. В от-
ношении фундаментов даются только общие указания и возможные
принципиальные решения.
Разработанные силосные корпуса предусматривают максималь-
ное применение сборных железобетонных изделий заводского изго-
товления, предназначаются для проектирования силосных складов
и могут быть применены в большинстве районов страны (за исклю-
чением районов с сейсмичностью более 6 баллов). Они дают воз-
можность запроектировать силосные склады на любую кратную
секции емкость, начиная от одиночного силоса до сблокированных
корпусов, состоящих из нескольких секций одной номенклатуры.
Конструкции силосных Корпусов для хранения зерна разрабо-
таны ГипроНИИсельхозом, а для других сыпучих материалов — спе-
циальным конструкторским отделом Ленпромстройпроекта.
На основе вышеуказанных положений приняты следующие ос-
новные параметры для силосов и силосных складов:
1. Наружный диаметр (номинальный диаметр силосов, равный
расстоянию между осями смежных силосов) принят для круглых
силосов 3, 6 и 12 ж; для квадратных силосов — 3 м (в осях). В слу-
чае необходимости при надлежащих технико-экономических обосно-
§ 30. Унификация силосов и силосных корпусов
143
ваниях может быть допущено применение от-
дельно стоящих круглых силосов диаметром 18,
24 ж и более (кратные 6 м). Унифицированные
высоты силосов приняты (от низа плиты днища
до верха покрытия над силосами) 10,8; 15,6; 18;
20,4; 26,4 и 30 м. При соответствующих технико-
экономических обоснованих могут быть допущены
высоты стен, отличающиеся от перечисленных
унифицированных на величину, кратную 0,6 м.
2. Высота подсилосного этажа (от уровня по-
ла до низа плиты днища или железобетонного
опорного кольца воронки) принимается 3,6; 4,8;
6,0; 10,8 и 14,4 м. Высота подсилосного этажа
определяется необходимостью размещения под
силосами разгрузочного оборудования. Высота
14,4 м принята из учета возможности проезда
в подсилосном этаже железнодорожного состава.
Количество сблокированных силосов в корпусе
при рядовом расположении принято:
1 и 2 . . • при диаметрах 6 и 12 м
3 . . . в один ряд при диаметре 6 м
4 . . в два ряда » » 3,6 и 12 м
6 . то же, 6 м
12 . . . в три » » 6 м
18 . . то же, 6 м
24 . . . в четыре ряда при диаметре 6 ж,
гфи квадратных силосах — 36 силосов в шесть
рядов при* размерах 3X3 м и 60. силосов — в шесть
рядов при размере 3X3 м.
При несжимаемых грунтах количество сблоки-
рованных силосов может быть увеличено по
сравнению с принятым в унифицированных ре-
шениях и ограничиваться только допустимыми
расстояниями между температурными швами.
Унифицированные типовые строительные пара-
метры силосных корпусов приведены в табл. 18
и 19.
Длина силосных корпусов с круглыми моно-
литными или сборными силосами, как правило,
не должна превышать 48 м, в отдельных слу-
чаях допускается длину увеличивать до 60 м.
Рис. 72. Выпуск
сыпучего мате-
риала из сило-
са через звез-
дочку
1 — силос*. 2 —
звездочка; 3 — пе-
репускные отвер-
стия; 4 — само-
тек; 5 — транс-
портер
Длина сборных и монолитных силосов с квадратными или мно-
гоугольными силосами не должна превышать 42 д{. Отношение длины
силосного корпуса к его ширине не должно быть более 3.
.Температурные швы в надсилосных галереях должны .совпа-
дать с температурными швами силосных корпусов.
Силосы 0 18 м и более надо проектировать отдельно стоящими
с применением предварительно напряженной кольцевой арматуры.
При проектировании силосов следует снижать горизонтальное
давление, возникающее при выпуске сыпучих материалов, например,
путем выпуска зерна из силосов через смежные звездочки (рис. 72).
144
Глава IX. Виды силосов .и их унификация
Таблица 18
Номенклатура типовых унифицированных .
железобетонных силосных корпусов
Шифр корпуса Схемы
разрез план
4-3-36-156В г Диаметр 3 м
1 А i '
»•<
i «
1
1-6г36-108 i «o’ Диаметр 6 м | 1 -ч- :
1-6-36-156
[1-6-36-204 Hr -"У” 1
1-6-48-108 •t f • in
1-6-48-156 1-6-48-204
2-6-36-108
2-6-36-156 * 2? _«аГ
2-6-36-204'
I I I
. 2-6-48-108 . 2-6-48-156 ’ ' 2-6-48-204
in i 1,d / К,2,21,012Ы
§ 30. Унификация силосов и силосных корпусов
145
Продолжение
Шифр корпуса Схемы
разрез план
3-6-36-108 3-6-36-156 3-6-36-204
|1 J 5 И II: II «ъ'1
[3-6-48-108 3-6-48-156 3-6-48-204 п "rv'r «о Л Г»|«
4-6-36-108 4-6-36-156 4-6-36-204 —1
Гт’ 1 f 11 | «to’ .L_Л? ’Т
4-6-48-108 4-6-48-156 4-6-48-204
- 1 i II 1 2 ci J
6-6-36-108 6-6-36-156 6-6-36-204
t ’ • -j- Jj- 1 3 *: 2 П I П П П 1 I 11 1 ‘i 11 t1 1 г * г г
6-6-48-108 6-6-48-156 6-6-48-204
- ЦЛ L ’T 1 £ ST ПП П site' и ll i II
X
Диаметр 6 лс
146
Глава IX. Виды силосов и их унификация
Продолжение
Шифр корпуса
Схемы
разрез план
60-3K-60-300*
£ 31. Монолитные и сборногмонолитные силосы
147
Продолжение
Шифр корпуса Схемы ✓
разрез план
1 36-3K-48-300* 1ш ।= — 1 н- (t— -О-# ч •—< 1 ч нн । Квадрат 3x3 м
36-3K-60-300* - 1 ►— 1 н- А— Ч ич | Ч >—1 । ч 1
Нт ч ч ПО. 9 »- >> -А-4
Пр имечание. В шифре корпуса первая цифра обозна-
чает количество силосов в корпусе, вторая — наружный диа-
метр силосов в ж, третья — высоту подсило(;ного этажа в дм,
четвертая — высоту стенки силоса в дм.
* Силосные корпуса для зерна.
Глава X
КОНСТРУКТИВНЫЕ РЕШЕНИЯ СИЛОСНЫХ КОРПУСОВ
§ 31. Монолитные и сборно-монолитные силосы
Рассмотрим осуществленные в натуре конструкции некоторых
монолитных и сборно-монолитных силосных корпусов. На рис. 73
изображен типовой проект силосного корпуса для хранения всех
148 Глава X. Конструктивные решения силосных корпусов
Таблица 19
Номенклатура типовых унифицированных
железобетонйых силосных корпусов
Схемы
Шифр корпуса
разрез
план
1-12-108-180В
1-12-108-300В
4-12-108-300В
О)
2
СО
S
4-12-144-264В
СЧ ”
§ 31. Монолитные и сборно-монолитные силосы
149
Продолжение
150 Глава X. Конструктивные решения силосные корпусов
Продолжение
Шифр корпуса Схемы
разрез план
4-12-60-300
i • • • л» 11 я
X ZX "у
• Л * * маХм 1 м d
—1 4-- | Т <51 1 ;
1-12-108-300 1
2-12-108-180
=гГ i •
. 1.Л
:
2-12-108-300 —г • "Л" .
• 1 1
X-— . 1 1.
«о <5>*
. 4-12-108-300
! 1 ЯЭ- t Ли м м * If 2F ж
т . i..«
сч
ф
а
S
§ 31. Монолитные и сборно-монолитные силосы
151
видов продовольственного зерна. Силосный корпус имеет 24 цилин-
дрических силоса с номинальным диаметром 6 м и 20 звездочек.
Расположение силосов в корпусе рядовое, с расстоянием между
центрами 6 м. Количество рядов в продольном направлении шесть,
в поперечном — четыре. Высота стен силосов 30 м. Емкость силос-
ного корпуса при объемном весе зерна 750 кг!м3 и естественном
откосе 25° составляет 16 100 т (с учетом объемов незаполненных
зерном при центральной загрузке силосов).
Фундаменты запроектированы в виде монолитной железобе-
тонной плиты, подсилосный этаж — в сборных железобетонных кон-
струкциях. Колонны расположены в шахматном порядке по схеме
разбивочных осей 6X6 м. На колонны устанавливаются сборные
капители, на которые опираются кольцевые балки и плиты днищ.
Воронки силосов и звездочек стальные. Стены силосов монолитные,
рассчитаны на возведение в скользящей опалубке. Надсилосные
монолитные перекрытия бетонируются на рабочем полу скользящей
опалубки. Надсилосная галерея имеет стальной каркас рамной конст-
рукции с шагом колонн в продольном и поперечном направлении 6 м.
Стены и кровли галерей выполняются из асбестоцементных волни-
стых листов усиленного профиля.
После окончания строительства силосный блок должен загру-
жаться в три очереди равномерно по всему корпусу, причем каж-
дая очередь равна общей высоты силоса. До полного заполне-
ния зерном всех банок загружать отдельные силосы на большую
высоту не разрешается. Весь процесс первичной загрузки корпуса
рассчитывается на время не менее одного месяца. В течение этого
времени ведется ежедневное наблюдение за осадкой и состоянием
конструкций силосного корпуса. По окончании загрузки в течение
еще одного месяца ведется наблюдение за осадкой и состоянием
конструкций полностью загруженного силосногр корпуса. Таким
образом, силосный корпус сдается в нормальную эксплуатацию
только через два месяца после начала первичной загрузки. Первич-
ную выгрузку силосного корпуса рекомендуется веЬти в порядке,
обратном первоочередной загрузке.
Для наблюдения за осадками в .подсилосном этаже заклады-
ваются реперы. Перед началом возведения стен силосов, а затем
перед загрузкой их производится нивелировка реперов с двойной
привязкой “от постоянного контрольного репера. В период перво-
очередной загрузки нивелировка всех реперой производится еже-
дневно. После сдачи элеватора в эксплуатацию нивелировка репе-
ров и определение соответствующего веса зерна в элеваторе произ-
водятся один раз в месяц в течение трех лёт.
На рис. 74 изображен склад цемента с силосами диаметром
12 м типового цементного завода с четырьмя вращающимися пе-
чами размером 5X185 м. Склад состоит из двух раздельных бло-
ков по четыре силоса в каждом.
Проектом предусматривается повышенное расположение днища
силосов с тем, чтобы в подсилосном помещении проходили цементо-
возы для погрузки цемента непосредственно из-под силосных во-
ронок.
Фундаменты под железобетонные колонны силосов выполнены
в виде сплошной монолитной железобетонной ребристой плиты
a — план и разрезы; б —
план армирования наруж-
ного участка силосов; в —
разрез IV—IV с показом
арматуры наружных силосов;
г—разрез V—V с показом
армирования внутренних си-
лосов;
/ — фундаментная плита;
2 — башмак под колонну;
3 — железобетонная колонна;
< —' стенки силоса; 5 — над-
силосное перекрытие; 6 —
подсилосная галерея; 7 —
стальная воронка
б)
Рис. 73. Типовой проект силосного корпуса для хранения всех видов
продовольственного зерна
По 1-1
Рис. 74. Типовой проект
7500
12000 7500
силосного склада цемента
план и разрез; б — план колонн; в — план
г — армирование стенок силоса
фундаментной
плиты;
154 Глава X. Конструктивные решения силосных корпусов
с ребрами вверх. Сборные железобетонные колонны под силос
устанавливаются в стаканы, предусмотренные в монолитном желе-
зобетонном фундаменте. Монолитные железобетонные стены сило-
сов толщиной 240 мм возводятся в скользящей опалубке. Днища
силосов выполнены в монолитном железобетоне. По четырем сред-
ним располагаемым внутри силоса колоннам устраиваются моно-
203
230 г
-
230
4060
355
Рис. 75. Часть плана цементного склада с прямо-
угольными силосами
\ffice вертикальные
стержни в пересе-
чении стен диамет-
ром 19
горизонтальная арма-
тура от ф 19 шаг 150
у основания силосов
до 0 16 шаг 230 у
вершины силосов
4060
173-
4060
литные железобетонные балки и по контурным колоннам — кольце-
вая балка. Средние и кольцевая балки являются опорами плиты
подсилосного перекрытия.
Для выгрузки цемента устраиваются специальные откосы из
тощего бетона с нижней стальной воронкой диаметром 5 м. Надси-
лосное перекрытие выполнено из сборных железобетонных плит,
укладываемых по стальным балкам, которые при подъеме подвиж-
ной опалубки являются несущими балками днища.
В Англии построен силосный- корпус емкостью 6 000 т для хра-
нения цемента, состоящий из 12 прямоугольных силосов с внутрен-
ними размерами 4,06X4,96 м, высотой 19,2 м, размещенных в три
ряда по четыре силоса в каждом (рис. 75). Силосы возводились
в переставной опалубке высотой 0,91 м.
§ 32. Сборные силосы
155
§ 32. Сборные силосы
При решении силосов в сборных железобетонных конструкциях
членение их на отдельные элементы возможно как по вертикали,
так и по горизонтали. Значительная высота усложняет членение
конструкции только по вертикали, так как в этом случае длина
каждого элемента будет равна полной высоте силоса.
При вертикальном членении силоса, решенного без предвари-
тельного напряжения арматуры, потребуется стыкование всей рабо-
чей кольцевой арматуры, что ведет к непроизводительному расходу
стали на стыки. Поэтому от такого членения обычно отказываются.
В тех случаях, когда все же устраивается вертикальное члене-
ние стенок силоса, необходимо обеспечить в вертикальных стыках
передачу полного усилия стыкуемой горизонтально арматуры. Стыки
должны воспринимать изгибающий момент не меньшей величины,
чем смежное сечение элемента, во всех силосах, включая круглые,
так как в последних при неравномерном загружении могут возник-
нуть изгибающие моменты.
При устройстве сварных стыков со стальными закладными ча-
стями их следует обетонировать, чтобы предохранить от коррозии.
При проектировании сборных силосов нужно по возможности со-
кращать количество вертикальных стыков элементов стенки. Наи-
более целесообразным является возведение сборных силосов малых
диаметров из замкнутых кольцевых элементов.
Ниже приводится несколько примеров решения силосных кор-
пусов в сборном железобетоне.
На рис. 76 представлены чертежи железобетонных конструкций
силосных корпусов с цилиндрическими силосами диаметром 3 м
для хранения сыпучих материалов.
Силосный корпус из четырех силосов диаметром по 3 nt выпол-
нен целиком в сборных железобетонных конструкциях. По фунда-
ментам устанавливаются четыре сборные колонны под каждый си-
лос. На колонны устанавливается кольцевая балка и по ней —
стальные воронки. Стены силосов выполнены из цельных колец ди-
аметром 3 м с номинальной высотой 1;2 м. Элементы колец соеди-
няются между собой сваркой закладных элементов, предусмотрен-
ных в смежных элементах колец. Стальная воронка устанавливается
на кольцевую балку сверху и является самостоятельным элементом,
не связанным с железобетонной стенкой силосов.
Покрытия над силосами также выполнены из сборных железо-
бетонных плит. В местах сопряжения стенок силосов предусмот-
рены монолитные шпонки. Два смежных силоса стягиваются бол-
тами, укладываемыми в швы между кольцами. В швы между коль-
цами устанавливаются сварные сетки, объединяемые продольной
арматурой, которая устанавливается по всей высоте силоса. В ре-
зультате замоноличивания шпонок получается достаточно жесткое
соединение силосов между собой. Эти силосные корпуса получили
широкое распространение для хранения цемента на заводах, изго-
товляющих железобетонные конструкции.
Силосный корпус для хранения зерна емкостью 32 тыс. т с уче-
том заполнения межсилосных звездочек разработан ГПИ-6 Мини-
стерства строительства РСФСР (рис. 77).
156 Глава X. Конструктивные решения силосных корпусов
Корпус состоит из двух блоков по 24 круглых силоса в каж-
дом. Диаметр силосов 6 м, высота около 30 м. Они установлены
в четыре ряда по шесть силосов в каждом.
Под силосами на колоннах размещается подсилосный этаж вы-
сотой около 5 м, а над силосами устроена галерея. Все конструк-
Рис. 76. Силосный корпус с цилиндрическими силосами диамет-
ром 3 м для хранения различных сыпучих материалов
а — план по I—I и разрез HI—III; б — план кольцевых балок и колонн;
в, г — армирование элемента кольца; д — узел 1 сопряжения силоса и
» стальной воронки: е — узел 2 сопряжения смежных силосов;
/— фундаментная плита; 2 — башмак; 3 — колонна; 4 — стальная воронка;
5 — сборное железобетонное кольцо; 6 — опорное железобетонное кольцо;
7 — стяжной болт; 8 — анкерный болт
ции силосного корпуса, за исключением монолитной фундаментной
плиты, решены в сборном железобетоне.
Колонны подсилосного этажа расположены в шахматном по-
рядке с шагом 3 м (рис. 77, в). Такая расстановка позволила по-
лучить экономичные сечения подсилосной и фундаментной плит.
Сборные железобетонные колонны заделываются в опорные баш-
маки стаканного типа, предусмотренные в фундаментной плите
(рис. 77, г).
§ 32. Сборные силосы
157
Плиты подсилосного этажа устанавливаются по диагональной
раскладке на колонны и привариваются к ним с помощью специ-
ально предусмотренных закладных деталей в плитах и колоннах
(рис. 77, д, з, и). Размер основных средних плит в плане 4,2X4,2 м.
Силосные банки выполняются из сборных железобетонных колец
с наружным диаметром 5,94 м, высотой 1,48 м и толщиной 12 см
(рис. 77, е). Кольца армируются сварными сетками трех типов в за-
висимости от расположения колец по высоте банок и в плане. Для
нижних колец крайних банок принята двойная сетка арматуры.
В местах сопряжения смежных силосных банок предусмотрены мо-
нолитные шпонки, армируемые вертикальными Пространственными
сварными каркасами и сетками (рис. 77, ж). Это увеличивает об-
щую жесткость силосного корпуса и создает замкнутые участки
между силосами (звездбчки).
Надсилосное перекрытие запроектировано из сборных железобе-
тонных ребристых панелей размерами 4,48X4,48 и 3,97X3,97 м.
Надсилосная галерея монтируется из сборных железобетонных рам
и двух типов панелей: кровельной и стеновой.
На рис. 78 показан силос прирельсового склада цемента емко-
стью 2000 т, осуществленный на заводе железобетонных конструк-
ций «Баррикада» в Ленинграде. Склад состоит из четырех отдельно
стоящих силосов диаметром по 6 м. Загрузка цементом произво-
дится через верхнюю галерею, а разгрузка — через нижнюю. Си-
лосная банка выполнена из сборных железобетонных колец с номи-
нальной высотой каждого кольца 1,2 м. Каждое кольцо в свою оче-
редь составляется из четырех сборных элементов, соединяемых
сваркой стальных закладных частей, предусмотренных в элементах
кольца. Нижний участок силоса до отметки 4-2,20 и фундамент
выполнены в монолитном железобетоне, а надсилосное покрытие —
из двух сборных железобетонных элементов, разрезанных по диа-
метру. Они представляют собой вертикальную цилиндрическую часть
высотой 700 мм и железобетонную плиту, опирающуюся на силосную
банку и дополнительно установленную стальную балку. На рис. 79—81
показаны сборные железобетонные элементы колец и их монтаж.
На рис. 82—83 показаны сборные железобетонные силосы диа-
метром 12 м для хранения сухого песка на заводе им. Лепсе в Киеве.
Склад состоит из двух отдельно стоящих силосов диаметром- 12 м,
высотой 23 м. Отметка днища силосов 4-4,50. Отметка пола надси-
лосной галереи 4-27,50. Нижняя часть корпуса до отметки 4-4,50
выполнена в монолитном железобетоне, выше — в сборном железо-
бетоне. Силосы поверху соединяются галереей, выполненной в сталь-
ном каркасе с ограждающими конструкциями из асбоцементных
волнистых листов усиленного профиля. Сборные железобетонные
элементы стен выполнены в виде цилиндрических гладких скорлуп
длиной в 74 окружности с номинальной высотой 1 200 мм и тол-
щиной 160 мм. Элементы армированы сварной сеткой, объединен-
ной в пространственные каркасы.
Для стыкования элементов между собой на их краях имеются
стальные полосы, приваренные к рабочей арматуре элементов. Эле-
менты стен собираются в замкнутые кольца путем приварки вер-
тикальных накладок с двух сторон стыка с последующим замо-
<9
План сите но отметке 34.0 м
Рис. 77. Силосный корпус для хранения зерна
а. — фасад и продольный разрез; б — план- в — план подсилосного этажа
ный план подсилосного перекрытия; е — сборное кольцо силосной банки;
элементов железобетонного
/ — сборная железобетонная рама галереи; 2 — крупнопанельные плиты; 3 —
кобетон; 6 — монолитная железобетонная плита; 7 — пилястры в крайних бан
турный каркас; 11— арматурная сетка; 12— выпуски для крепления опалубки;
закладные детали плиты; 17 — закладные детали капители; 18 —
с цилиндрическими силосами диаметром 6,0 м
(справа) и фундаментной плиты (слева); г — поперечный разрез; д — монтаж-
ам — колонна шпонка в месте стыка силосных банок; з, и — детали крепления
перекрытия к колоннам;
сборная железобетонная плита; 4 — сборные железобетонные кольца; 5 — шла-
ках; 8 — бетонные блоки; 9 — петли для монтажных подмостей; 10 — арма-
13— подсилосная плита; 14— капитель; 15 — металлическая накладка; 16 —
сборные железобетонные плиты; 19 — сборные железобетонные колонны
160 Глава X. Конструктивные решения силосных корпусов
______________________________________~_________________________________________________________________к
ноличиванием и оштукатуриванием стыка. Монтаж элементов
производится на подстилающий слой цементного раствора толщиной
20 мм со сваркой закладных деталей. Надсилосные перекрытия вы-
полняются из сборных железобетонных плоских плит толщиной
100 мм по стальным’балкам. По верху сборных плит устраивается
бетонный слой толщиной 40 мм из бетона марки 150, армированный
рулонными сетками. На рис. 84 и 85 показан силосный корпус из
сборных железобетонных элементов для комбикормов.
а — план и фасад; б — деталь узла
100
Рис. 78. Силос прирельсового склада цемен-
та диаметром 6 м на заводе железобетон-
ных изделий «Баррикада» в Ленинграде
/; в — армирование элемента стены
На рис. 86 показан типовой проект сборного железобетонного
силосного корпуса для хранения всех видов продовольственного
зерна (с квадратными силосами) емкостью 10 300 т из ребристых
объемных блоков. Силосный корпус состоит из 55 силосов и имеет
размеры в плане 15x33 м и высоту от пола подсилосного до пола
надсилосного этажа 35,14 м- сетка силосов 3X3 м. Высота подси-
лосного этажа 4,8 м, а силосной части — 30 м.
Фундамент корпуса в виде сплошной плиты принят монолит-
ным (бетон марки 200) по схеме перевернутого безбалочного пере-
крытия. Сборные железобетонные колонны подсилосного этажа уста-
навливаются в стаканы башмаков фундамента и замоноличиваются
79
80
81
Рис. 79. Склад элементов силосной банки. Рис. 80. Сборка кольца
Рис. 81. Монтаж готовых сборных колец
162 Глава X. Конструктивные решения силосных корпусов
в них. По колоннам укладываются сборные плиты с отверстиями.
Монолитность конструкции обеспечивается сваркой закладных де-
талей и замоноличиванием стыков. По плитам устанавливаются
стальные воронки диаметром 1,8 м.
Силосные корпуса
высотой 22,8 м и верхнюю —
по высоте делятся на две зоны: нижнюю —
высотой 7,2 м. Корпуса компонуются
из ребристых объемных- бло-
ков и ребристых плоских эле-
ментов. Объемные блоки уста-
навливаются в шахматном по-
рядке и соединяются между
Рис. 82. Силосы в процессе сборки
собой болтами с замоноличи-
ванием швов. По наружному
периметру пространство между
объемными блоками заполня-
ется плоскими элементами, кре-
пление которых также осуще-
ствляется йа болтах. Для эле-
ментов нижней зоны прини-
мается бетон марки 300, для
верхней—200. Горизонтальные
швы заполняются цементным
раствором. Надсилосное пере-
крытие собирается из квадрат-
ных гладких бетонных плит
марки 200.
Надсилосная галерея од-,
нопролетная. Проектом предус-
матривается порядок перво-
очередной загрузки и разгрузки
силосного корпуса и даны ука-
зания по наблюдению за осад-
ками корпуса как в период
первоочередной разгрузки, так
и в процессе дальнейшей его эксплуатации. Проект разработан Го-
сударственным' институтом Промзернопроект.
Силос восьмиугольной формы, сконструированный французским
инженером Жаном Клэ, монтируется из сборных железобетонных
плит толщиной 5 см, усиленных ребрами размером 5X25 см
(рис. 87). Каждая плита имеет размеры 2,75X0,39 м. Плиты изго-
товляются в жесткой опалубке и в дальнейшем не требуют штука-
турки. В каждом углу восьмигранника возводится железобетонная
колонна.
Плиты устанавливаются на растворе слоем 1 см одна на другую
в соответствии с восьмиугольным планом силоса.
По высоте силос усиливается монолитными железобетонными
горизонтальными кольцами размером 25X27 см, устанавливаемыми
на взаимном расстоянии 3 м. Кольца монолитно связываются с вер-
тикальными стойками, возводимыми в каждом углу восьмиуголь-
ника. Таким образом, стойки и горизонтальные кольца создают же-
сткий неизменяемый каркас, который заполняется сборными желе-
зобетонными плитами.
§ 32. Сборные силосы
Рис. 83. Сборные железобетонные силосы диаметром 12 «и для
хранения сухого песка на заводе им. Лепсе в Киеве
а — план, разрез (слева) и фасад (справа); б — узел сопряжения эле-
ментов кольца и колец между собойг; в — армирование элемента
кольца; г— деталь узла /; д — силосный корпус в процессе сборки;
/—элементы силосного кольца; 2 — соединительная накладка элемен-
тов кольца; 3 — соединительная накладка смежных колец; 4— балки
перекрытия; 5— галерея; 6 — фундаментная плита; 7 — колонны; 8 —
закладные детали в элементах силоса
164 Г лава X. Конструктивные решения силосных корпусов
Рис. 84. Болшевский завод комбикормов. Общий вид.
Рис. 85. Болшевский завод комбикормов. Монтаж элементов
квадратных силосов
+Q.80
3000 3000
Рис. 86. Силосный корпус с квадратными силосами для хра-
нения зерна
а — план, продольный и поперечный разрезы; б — сборный элемент
силоса; в — разрез V—V; г — деталь узла 1; д — деталь узла 2; е — де-
таль узла 3; ж — разрез IV—IV; 3 — деталь узла 4
166 Глава X. Конструктивные решения силосных корпусов
Рис. 87. Сборный железобетонный
а — фасад и разрез; б — план; в — деталь
2750
восьмиугольный силос
сборного элемента силоса
Силосы имеют гладкий пол с устройством выходного отверстия
на нулевой отметке.
§ 32. Сборные силосы
167
Рассмотренная сборно-монолитная конструкция позволяет бе-
тонировать колонны и горизонтальные пояса по ходу укладки сбор-
ных железобетонных плит.
Рис. 88. Многоугольные силосы для хранения зерна
а — общий вид; б — силос в процессе сборки; в — воронка в процессе
сборки
Силосный склад для хранения зерна емкостью 26 тыс. т
(рис. 88, а) состоит из шести двенадцатиугольных силосов диамет-
ром 17,7 м и распределительной башни высотой 40 м. Силосные
банки и воронки были собраны из ранее заготовленных плит.
168 Глава X. Конструктивные решения силосных корпусов
Воронки опираются на прямоугольные железобетонные колонны и
монтируются из сборных плит с заливкой швов на месте (рис. 88, в).
Силосные банки состоят из 12 трапецеидальных секций
(рис. 88, б). В центре силосной банки устроено многоугольное от-
деление диаметром 5,7 м, в котором располагается подъемник.
Рис. 89. Сборный цилиндрический силос для хранения
сёмян масличных культур
а — план; б — деталь
заключенный в специальный сборный цилиндр; высота цилиндра
равна высоте силоса. Стенки силоса собраны из плит высотой
97,5 см и толщиной 8,75 и 15 см. Вертикальные швы между пли-
тами с арматурой, выступающей из концов плит, заливались бето-
ном на месте. Стыки усиливались вертикальной арматурой. Покры-
тие было выполнено из сборных железобетонных элементов.
Представляет интерес конструкция силосного склада со стен-
ками из сборных элементов для хранения семян масличных куль-
тур, построенного в Польской Народной Республике (рис. 89).
Склад состоит из 24 круглых силосов внутренним диаметром
5,75 м, высотой 25,04 м. Стенки выполнены из сборных кольцевых
§ 33. Силосы с предварительно напряженной арматурой 169
звеньев. Диаметр звена по оси стенки 5,87 м, высота 66 см, тол-
щина стенки 12 см. Звенья соединены по вертикали монолитными
железобетонными колоннами, хомуты которых укладывались в швы
между звеньями.
Кроме того, звенья смежных силосов замоноличивались на дли-
не 2,2 м с укладкой специальных стержней и хомутов в стыках
между звеньями.
§ 33. Силосы с предварительно напряженной арматурой
В круглых силосах наилучшим образом может быть использо-
вано предварительное обжатие. Благодаря этому бетон в стенках
будет испытывать только напряжения сжатия.
Круглые силосы с предварительно напряженной кольцевой ар-
матурой могут выполняться монолитными, возводимыми в подвиж-
ной опалубке, или сборными, собираемыми из отдельных элементов.
Предварительное напряжение позволяет монтировать стенки
силосов из сборных бетонных элементов небольшого размера, изго-
товляемых на заводах и собираемых на месте. Сборные элементы
в этих случаях устанавливаются с зазором, заполняемым плотным
бетоном. После отвердения бетона производится натяжение арма-
туры по кругу и затем наносится слой торкретбетона для защиты
проволоки от коррозии. Для защиты от коррозии предварительно
напрягаемая проволока может быть заключена также в резину,
тогда необходимость в торкретировании отпадает.
Предварительно напряженную арматуру рекомендуется прини-
мать из высокопрочной проволоки диаметром 2,5—8 мм. Однако
можно для этой цели использовать стержневую высокопрочную ар-
матуру. Если предварительное напряжение осуществляется посте-
пенно, то в процессе обжатия в стенках возникают дополнительные
изгибающие моменты. Чем больше сила натяжения обмотки на еди-
ницу высоты стенки, тем чувствительнее переход от натянутой части
стенки к ненатянутой. Величина возникающих при этом изгибающих
моментов должна быть вычислена.
Эти расчеты приводят к необходимости установки вертикаль-
ной арматуры, которую для монолитно возводимых или собираемых
из сборных элементов силосов желательно Осуществить предвари-
тельно напряженной. Помимо этих усилий, вертикальная арматура
должна обеспечить прочность силоса при действии ветровых и мон-
тажных нагрузок в процессе возведения сооружения.
Создание предварительного напряжения может быть достигнуто
различными способами: ручным, механическим и термическим. Наи-
более целесообразным способом является механический, при кото-
ром натяжение арматуры производится с использованием нави-
вочных машин.
Известно несколько способов ручной укладки и натяжения
кольцевой арматуры. Приведем некоторые из них.
Отдельные стержни длиной 6—12 м с винтовой нарезкой на кон-
цах соединяются один с другим при помощи муфт и устанавли-
ваются на стенки возведенного силоса. Натяжение . стержней
i70 Глава X. Конструктивные решения силосных, корпусов
осуществляется посредством динамометрических ключей,- путем по-
ворота муфт, соединяющих два соседних стержня (рис. 90).
Муфты располагаются обычно в нишах силосов для того, чтобы
в пределах между муфтами обеспечить плотное прилегание арма-
туры к стенке силосов. Можно использовать кольцевую арматуру
в виде пучков или тросов. В этом случае последние снабжаются
на концах натяжными стержнями с нарезкой для соединения арма-
турных пучков между собой с помощью муфт.
Рис. 90. Натяжение кольцевой
стержневой арматуры при по-
мощи муфт
а — фасад; б — план
Рис. 91. Натяжение отдельных
стержней или арматурных пуч-
ков в швеллерных стойках
а — фасад; б — план
При другом способе ручного натяжения по внешней окружно-
сти силоса в процессе его возведения устанавливаются вертикаль-
ные стойки из швеллеров с шагом би 12 м, в полках которых про-
сверливаются отверстия для пропуска стержней арматуры с винто-
вой нарезкой на концах. Швеллеры устанавливаются в специально
предусмотренных нишах в стенках силосов (рис. 91). Нижние концы
швеллеров заделываются в бетон днища. По мере установки в от-
верстия швеллеров стержней на их концы навертываются гайки.
С помощью динамометрического гаечного ключа производится одно-
временное натяжение стержней, одного кольца до расчетной вели-
чины. Звенья кольца закрепляются гайками.
Как и в первом способе, вместо стержней можно применить
тросы или арматурные пучки. При натяжении арматуры домкратами
применяются пучки большой длины, которые заанкериваются в спе-
циальных утолщениях (пилястрах), устраиваемых по периметру ок-
ружности силоса на всю его высоту. Применение длинных арма-
турных пучков значительно упрощает укладку и натяжение кольце-
вой арматуры силоса. В зависимости от диаметра силоса длинд^
каждого пучка может составлять -т- , ~~т или ~ окружности. Пучки
2 4 о
подвергаются натяжению гидравлическими домкратами с двух сто-
§ 33. Силосы с предварительно напряженной арматурой 171
рон, концы их анкеруются в отверстия утолщений, специально пре-
дусмотренных в стенках силоса при его возведении (рис. 92).
Для создания равномерного натяжения пучков по длине окруж-
ности силоса применяется ряд способов. Отдельные пучки или тросы
при наличии восьми пилястр охватывают обычно периметра.
4
На каждой пилястре заанкеривается только половина пучков или
тросов/ тогда как другая половина проходит насквозь. Таким
।
Рис. 92. Натяжение и анкеровка круглых силосов отдельными
стержнями или арматурными пучками на упоры пилястры
образом достигается более равномерное
распределение усилий предварительного
напряжения по окружности.
Примером обеспечения равномерного
распределения напряжения по периметру
окружности силоса может служить при-
мененный Р. Барредо (Испания) спо-
соб перетяжки арматуры при обжатии
стенок резервуара диаметром 23 м.
Арматурные пучки располагались,
как указано на рис. -93. Кольцо разде-
лялось на четыре части, каждая из ко-
торых напрягалась и заанкеривалась не-
зависимо в четырех выступах (пиляст-
рах) на стенке конструкции. Всего было
устроено восемь таких выступов; к четы-'
рем крепились четные кольца, а к ос-
тальным — нечетные. Натягиваемые пуч-
ки состояли из трех проволок диаметром 5
у верха. Сила натяжения проволок в различных точках определя-
лась тензометрами с базой, равной 1 м. Напряжение арматуры со-
гласно проекту достигало величины 85 кГ1мм\ при этом принимался
допуск, равный ±4 кГ!мм2. Для этого домкрат получал давление
212 ати. Напряжение вдоль проволоки распределялось согласно кри-
вой, изображенной на рис.. 94, а. Центральная часть MN прово-
локи подвергалась напряжению в пределах 81—89 кГ]мм2. Затем
Рис, 93. План резер-
вуара с указанием рас-
положения арматурных
пучков
мм у основания и 2,5 мм —
172 Глава X. Конструктивные решения силосных корпусов
давление снижалось до 100 ати\ напряжение в этом случае получа-
лось в соответствии с рис. 94, б, из которого видно, что изменение,
происшедшее в напряжениях, не повлияло на зону MN, оставшуюся
в данном случае напряженной согласно проекту.
Рис. 94; Распределение напряжений вдоль проволок
а — первый цикл; б — второй; в — третий; г — четвертый; д — пятый
При повторном давлении до 180 ати (рис. 94, в) напряжения
на участках МР и NQ остались неизменными, RP и QS получили
соответствующие напряжения. С понижением давления до 116 ати
(рис. 94, г) и последующим повышением до 148 ати (рис. 94, д)
напряжение проволоки в зонах RT и SU, а также в крайних сег-
ментах остается в пределах требуемого. Таким образом, напряже-
ние всех проволок достигает 81—89 кГ/мм2, т. е. установленного
предела.
§ 33. Силосы с предварительно напряженной арматурой 173
llilliHlHlllllllll!;llllllllll(llll|llll|
Фирмой Джиффорд Юдал (Англия) разработан способ натяже-
ния круглых силосов вручную с помощью легкого домкрата общим
весом (вместе с насосом) 22 кг. Дом-
крат может натягивать одиночную
проволоку диаметром до 7 мм. На-
тяжение проволоки производят с двух
сторон. Проволоки закрепляются
стандартными анкерными зажимами.
Зажим состоит из трубки и зубча-
той втулки (рис. 95, а). Трубки за-
жима имеют одинаковый наружный
диаметр для проволок диаметром от
2,6 до 7 мм. Проволока в трубке за-
жимается зубчатыми втулками, кото-
рые сочетают расклинивающее дейст-
вие и механический зажим, что обес-
печивает надежную анкеровку. При
натяжении зажимы опираются на
стальные швеллеры с просверленны-
ми отверстиями. Швеллеру придает-
ся жесткость при помощи диафрагм,
как показано на рис. 95, б. Чтобы
удалить домкрат от напрягаемого
элемента, применяют криволинейные
направляющие трубы (рис. 95, в),
при этом возможны минимальные
размеры упоров на конструкции. Та-
кая система обеспечивает простой и
экономичный метод напряжения и
анкеровки проволоки вокруг силоса,
получил распространение
способ создания предва-
напряжения круглых ре-
В ФРГ
следующий
рительного
зервуаров.
Стенки
круглого резервуара из
легко армированного бетона возво-
дятся в виде усеченного конуса
с внешним уклоном (скосом) от 1 : 12
до 1 : 15. На стенку укладывают на-
пряженную сталь — чаще всего гиб-
кие пучки из холоднотянутой прово-
локи. Передвигаясь вниз, пучки рас-
тягиваются соответственно скосу сте-
нок силоса, подвергаясь натяжению.
Перед установкой предварительно на-
пряженной проволоки вдоль боковой
поверхности усеченного конуса укла-
дываются стальные круглые стержни.
Они служат поверхностями скольже-
ния, по которым движутся вниз отдельные кольца напряженной
арматуры, состоящие из пучка проволок. Для создания натяжения
на кольца накладывается инструмент с закругленными краями,
Натяжение и анке-
Рис. ,95.
ровка одиночных стержней,
принятые фирмой Джиф-
форд Юдал
а — анкерный зажим для стерж-
невой арматуры; б — напряже-
ние круглых резервуаров с ан-
керовкой стержневой арматуры
в швеллерах; в — анкер с изо-
гнутой трубкой;
1 — швеллер; 2 — диафрагма;
3 — анкерный зажим
174 Глава X. Конструктивные решения силосных корпусов
который подвергается равномерным ударам. При этом нужно избе-
гать повреждения предварительно напряженной стали. Требуемое
напряжение рассчитывается с учетом скоса и диаметра силоса.
Пучки сначала укладываются выше их окончательного местополо-
жения. При осаживании они постепенно напрягаются. Чтобы сокра-
тить путь перемещения пупков, желательно придать стенкам ре-
зервуара большой уклон, который должен быть менее самого низ-
кого коэффициента трения, т. е. 0,1, иначе напряженные кольца
будут пружинить и возвращаться обратно.
2
Рис. 96. Натяжение
кольцевой арматуры
силосов путем оттяж-
ки рычагов
1 — напрягаемая прово-
лока; 2 — стяжки
Рис. 97. План части силоса, собираемого
из блоков
1 — домкрат Фрейсине; 2 — инъецирование стыков
м^жду сборными плитами; 3 — трубка для пучка,
идущего к следующему сектору; 4 — канал для
пучка; 5 — заанкеривающий конус; 6 — анкерный
блок; 7 — трубопровод для нагнетания масла; 8 —
анкерный клин; 9 — проволоки, заклиненные в го-
ловке домкрата
Указанный процесс предварительного напряжения, хотя и прост,
однако требует тщательного изготовления оболочки и наблюдения
опытных специалистов за процессом предварительного напряжения,
чтобы гарантировать необходимое перемещение напряженной ар-
матуры.
В Ирландии в 1954 г. при возведении зернового элеватора с диа-
метром силосных, банок, равным 3,6 м, был применен следующий
способ натяжения и анкеровки кольцевой арматуры. На возведен-
ный бетонный силос надевалась кольцевая арматура из высокопроч-
ной проволоки, которая приспособлением рычажного типа подвер-
галась натяжению путем стяжки по вертикали. Затем смежные
кольца скреплялись лмежду собой мягкой проволокой, которая под-
вергалась скрутке. В результате кольцевой арматуре сообщалось
предварительное напряжение (рис. 96). Этот способ натяжения и
анкеровки весьма прост, надежен, не требует дорогого и сложного
оборудования.*
Французской фирмой Фрейсине осуществлена конструкция сбор-
ного силоса, смонтированного из плит. После сборки силос-сердеч-
ник обжимался пучками из высокопрочной проволоки.
* Этот способ натяжения арматуры был осуществлен в СССР
значительно раньше — см. авторское свидетельство № 80318
Н. М. Онуфриева,
§ 33. Силосы с предварительно напряженной арматурой 175
На рис. 97 показана часть плана на участке сопряжения трех
сборных бетонных элементов силоса со швами, заполненными рас-
твором. Средний блок является анкерным; на нем закрепляются
пучки из двух проволок двух смежных секторов. Часть пучков за-
крепляется в анкерном элементе, остальные проходят через канал,
чтобы получить нахлестку анкеров вразбежку, чем создается более
равномерное обжатие силоса по кольцу.
Механический способ натяжения арматуры с помощью навивоч-
ных машин получил распространение в СССР (рис. 101). Несколько
типов экспериментальных навйвочных машин разработано Всесоюз-
ным научно-исследовательским институтом по строительству маги-
стральных трубопроводов (ВНИИСТ). Некоторые из них с успехом
используются для навивки стенок круглых силосов.
Для создания кольцевого напряженного армирования силосов
наиболее целесообразно использовать арматурно-навивочную ма-
шину модели АНМ-5. Кольцевое напряженное армирование позво-
ляет создать с минимальными затратами металла прочную и тре-
щиноустойчивую конструкцию силосов.
Процесс армирования состоит в непрерывной намотке на на-
ружную поверхность сооружения предварительно натянутой до за-
данной величины высокопрочной проволоки. Проволока укладыва-
ется на поверхность сооружения по винтовой линии, имеющей раз-
личные шаги на разных участках, что позволяет создать необходимое
обжатие бетонной стенки силоса, соответствующее различным
растягивающим усилиям, возникающим в стенке при заполнении
силоса сыпучим материалом. Машиной АНМ-5 можно навивать про-
волоку на силосы диаметром от 10 до 42 м; высота навивки за
одну установку составляет до 8,5 м, диаметр навиваемой проволоки —
от 2 до 5 мм, максимальное усилие натяжения проволоки 2 500 кГ;
скорость навивки 60 м в минуту; производительность—до 3 600 м/ч
(т. е. до 560 кг проволоки в час); шаг навивки — от 2 до 300 мм;
установочная мощность 7 кет; вес машины 4000 кг.
Машина АНМ-5 состоит из следующих основных узлов: под-
весной тележки, верхней тележки, стрелы, лестницы и шпиля
(рис. 98—101). Подвесная тележка является основным рабочим уз-
лом машины. Подвешенная на двух канатах, спускающихся с ле-
бедки, установленной на верхней тележке, подвесная тележка пере-
двигается по стенке навиваемой конструкции, опираясь на нее двумя
обрезиненными колесами. Устойчивость тележки обеспечивается на-
правляющими роликами, укрепленными на ней и входящими в ко-
рыта двух швеллеров, являющихся несущими поясами лестницы.
Необходимое для натяжения проволоки усилие создается на
цепи, прочно охватывающей стены силоса. Трение звеньев цепи
о стенки силоса обеспечивает необходимую силу сцепления. Верхняя
тележка катится по краю покрытия силоса. Тележка при помощи
стрелы присоединяется к шпилю, укрепленному в центре покрытия
или на специально для этой цели устанавливаемой центральной
колонне.
Стрела выполняется в виде металлической фермы из нескольких
сварных секций различной длины, соединяемых болтами. Подбором
комплектов секций различной длины можно получить стрелу, необ-
ходимую для силоса любого диаметра в пределах от 10 до 42 м.
Рис. 98. Стрела машины АНМ-7 для навивки проволоки с осью
вращения
Рис. 99. Верхняя тележка, вид сбоку
§ 33. Силосы с предварительно напряженной арматурой 177
Регулировка положения верхней тележки относительно центра
силоса, а также в вертикальной плоскости производится специаль-
ными приспособлениями,
расположенными на стреле.
На головной секции стре-
лы установлены станок для
сращивания арматурной
проволоки и вертушка мот-
ка проволоки.
Лестница, кроме своего
прямого назначения, слу-
жит направляющей рамой
для перемещения подвесной
тележки в вертикальном
направлении и передает тя-
говые усилия от подвесной
тележки к верхней. Лестни-
ца состоит из секций, со-
единяемых болтами. За од-
ну из ступенек лестница
крепится к верхней тележ-
ке. Шпиль служит для
крепления и фиксации по-
ложения машины на си-
лосе.
Натяжение проволоки
создается за счет того, что
машина выдает проволоку
со скоростью, меньшей, чем
скорость передвижения ма-
шины.
В связи с тем, что
в случае обрыва проволок
ранее навитые витки рас-
слабляются и падают вниз,
необходимо периодически
крепить витки. Закрепление
витков лучше всего произ-
водить одновременно с
установкой нового мотка
проволоки. Для закрепле-
ния проволоки два витка
укладываются друг к дру-
гу, между лежащими рядом
витками устанавливаются
скобочки из проволоки, за-
тем на витки накладыва-
ются жимки из листовой
Рис. 100. Нижняя тележка, вид снизу.
Рис. 101. Вид на машину в процессе
навивки арматуры
стали, которые обжимаются
специальными клещами. Чтобы в случае обрыва проволоки за
жимками натяжение сохранилось полностью, необходимо устано-
вить четыре-пять таких жимков через 400—500 мм.
17В Глава X. Конструктивные решения силосных корпусов
Рис. 102. Машинка BBRV для
навивки проволок на стенки си-
лоса
Для сращивания проволоки имеется специальный станок, кото-
рый производит обмотку стыка двух мотков стальной проволоки,
при этом проволока ложится вплотную друг к другу, и последую-
щие витки выдвигают стык из станка вместе с ранее навитыми вит-
ками.
В Швейцарии создана навивочная машина карусельного типа
BBRV, в которой натягивающий аппарат скомбинирован с тележ-
кой и мотором в 5 л. с. (рис. 102). Верхняя тележка соединяется
легкой балкой с центром си-
лоса. Проволока для натя-
жения разматывается с ко-
леса меньшей окружности, чем
то, с которого она наматыва-
ется по окружности стен сило-
са. Эта разница соответствует
удлинению, которое необходимо
для получения требуемого на-
пряжения. Колеса нижней те-
лежки прижимаются к бетон-
ным стенкам бесконечной це-
пью и приводятся в движение
при помощи вала, обладаю-
щего достаточной жесткостью,
против скручивания при дви-
жении верхней тележки по
краю стены. Анкеровка от-
дельных стержней к контроль-
ным планкам по мере навивки
осуществляется через 60 рядов
проволоки.
В карусельных машинах
последней конструкции на платформе установлена цемент пушка,
которая по мере навивки спирали на стенки силоса автоматически
наносит защитный слой торкрет-бетона. Расстояние между витками
проволоки может изменяться в широких пределах, однако должно
быть не менее 20 мм.
У опорных колец купольных днищ силосов, а иногда и на ниж-
нем участке стенок проволочную арматуру приходится навивать
два-три ряда. В этом случае предыдущий ряд покрывается слоем
торкрета толщиной 2—3 см, по которому после его отве.рдения на-
вивается следующий ряд. Натяжение последующего ряда снижает
величину предварительного натяжения предыдущего ряда за счет
обжатия бетона сердечника. Эти потери должны быть учтенй при
проектировании. Предварительное напряжение первых рядов прово-
локи можно увеличить на расчетную величину потерь. Для круглых
силосов больших диаметров натяжение арматуры можно произво-
дить термическим способом. Сущность этого способа заклю-
чается в том, что замкнутое арматурное кольцо нагревается до тре-
буемой температуры и устанавливается в проектное положение. При
последующем охлаждении диаметр кольца уменьшается и обжимает
бетонное сечение силоса. Следует отметить, что этот способ натя-
§ 33. Силосы с предварительно напряженной арматурой 179
жения у нас еще пока не получил широкого распространения, но он
может бытьг применен в ближайшем будущем.
Рассмотрим решения силосных корпусов и отдельных силосов,
выполненных с предварительным напряжением стенок.
Силосный корпус зернового элеватора емкостью 32 тыс. т, изо-
браженный на рис. 77, разработан ГПИ-6 Министерства строитель-
ства РСФСР в варианте с предварительно напряженными силосами,
монтируемыми из сборных предварительно напряженных железо-
бетонных колец диаметром 6 м и высотой 1,2 м. Кольцо собирается
из восьми сегментных плит, каждая из которых является восьмой
частью цилиндра (рис. 103, г), после чего кольца обжимаются высо-
прочной проволокой (рис. 103, а — в). По окончании натяжения
арматуры кольца покрываются снаружи слоем торкретбетона тол-
Рис. 103. Сборное железобетонное предварительно напряженное
кольцо силоса
а — схема расположения напрягаемой арматуры; б — деталь узла А; в — раз-
рез 1—1', г — монтажная схема кольца;
/ — напрягаемая проволока; 2 — петля у конца напрягаемой проволоки
щиной 20 мм. Силосы соединяются между собой путем установки
в местах их сопряжения специальных арматурных каркасов и вы-
пусков арматуры в швах между кольцами с последующим замоно-
личиванием бетоном участка длиной 2 200 мм (см. рис. 77, ж).
На Невском домостроительном комбинате в Ленинграде по-
строен сборный железобетонный предварительно напряженный си-
лос (рис. 104) с внутренним диаметром 10 ж и высотой, считая от
уровня земли, 16,9 м. Силосная банка собиралась из отдельных же-
1
лезобетонных сегментных плит, каждая из которых являлась —•
18
частью окружности силоса, По высоте плиты имеют два размера:
4,7 м (весом 3,5 т) и 7,05 (весом 5,3 т). Плиты толщиной 140 мм
окаймлены вертикальными ребрами и армированы сварными сетками
и каркасами.
Сборка силоса из отдельных плит производилась на болтах, сое-
диняющих ребра смежных плит. Плиты разных размеров монтиро-
вались вразбежку в вертикальном направлении так, чтобы гори-
зонтальные стыки в двух ближайших плитах не совпадали. Таким
образом, в процессе сборки силоса в вертикальном направлении
создавалась зубчатая поверхность.
Силос опирается на .12 сборных железобетонных колонн. Днище
силоса сборное, в виде купола, собирающееся из 12 сферических глад-
ких плит толщиной 200 мм с утолщением к опоре. Плиты днища
180 § 33. Силосы с предварительно напряженной арматурой
у опор заканчиваются элементом опорного кольца размером 400 X
Х1000 мм. Вес одной плиты днища 4 тЛ фундамент монолитный,
выполнен в виде круглой плиты с ребром по контуру силоса. По-
крытием служит купол, собранный из 18 одинаковых сферических
сегментов толщиной 30 мм, усиленных ребрами высотой 120 мм
в' радиальном и тангенциальном направлениях. У опор плиты за-
канчиваются элементом опорного кольца размером 150X200 мм.
Вес одной плиты кровли 0,6 т. Швы между плитами стен силоса,
а также между стенами и днищем силоса и стенами и покрытием
заполнялись цементным тестом марки 400.
Стык между плитами куполов осуществлялся путем установки
радиальных монтажных стержней сквозь петли, выступающие из
двух смежных плит (стык Передерия), после чего швы заливались
бетоном марки 300. Стык выпусков арматуры в опорных кольцах ку-
полов осуществлялся сваркой. Сборка и замоноличивание купола
кровельного покрытия производились на земле, после чего он был
установлен в проектное положение.
Опорное кольцо днища и стенки силосов после схватывания
бетона швов, подвергались предварительному обжатию путем на-
вивки вокруг них высокопрочной проволоки диаметром 3 мм с по-
мощью навивочной машины АНМ-3 ВНИИСТ. В нижней части си-
лоса навивалось 100 витков, в верхней — 50 витков на 1 м стенки.
После окончания намотки кольцевой арматуры на наружную по-
верхность опорного кольца днища и силосной банки наносился
слой торкретбетона толщиной 30 мм. Помимо горизонтальной коль-
цевой арматуры, в элементах стенок оставлены вертикальные отвер-
стия, в которые пропускалась круглая арматура диаметром 12 и
18 мм с последующим натяжением ее до напряжения 1000 кГ/см2'
Этим было достигнуто обжатие бетона стенок в вертикальном на-
правлении. После натяжения вертикальных стержней арматуры сте-
нок силоса каналы, в которых они расположены, заполнялись це-
ментным раствором.
Сборные железобетонные предварительно напряженные много-
угольные силосы конструкции французского инженера Дюмец соби-
раются из отдельных элементов (сегментов), стягиваемых кольцевой
арматурой (рис. 105, а). Элементы имеют размеры в плане 0,76X
Х1,98 м и толщину от 6 до 8 см. Они изготовлены из легко ар-
мированного бетона. Монтаж производится со смещением смежных
элементов на половину высоты, чтобы не было совпадения в одной
горизонтальной линии швов соседних элементов.
После монтажа на силос спирально без напряжения навивается
стальная проволока диаметром 5 мм. Шаг спирали устанавливается
по расчету в зависимости от диаметра силоса и характеристики ма-
териала засыпки. После окончания навивки натяжение достигается
с помощью рычага, оттягивающего проволоку, и стальных круглых
расклинивающих прокладок диаметром до 30 мм. вставляемых между
бетоном и оттянутой ранее проволокой (рис. 105, б). Диаметр ци-
линдрических прокладок и их шаг определяются с таким расчетом,
чтобы стенки силосов в эксплуатационных условиях всегда находи-
лись в сжатом состоянии. Вертикальная арматура устанавливается
по конструктивным соображениям из круглой стали диаметром 8 мм.
После натяжения арматуры снаружи наносится слой штукатурки,
Рис. 104. Сборный предварительно напряженный цилиндрический силос на заводе железобетонных
конструкций в Ленинграде
а —вид сверху^ б —план по И—II; в —план по III—III; г — план по IV-IV; б —поперечный разрез; е — развертка
вертикальных плит; яс —деталь сопряжения стеновых плит в вертикальных швах; 3 — деталь сопряжения плит днища
в радиальных швах; и —деталь сопряжения стеновых плит в горизонтальных швах;
/ — монтажные болты; 2 —патрубок для инъецирования раствора
182 Глава X. Конструктивные решения силосных корпусов
защищающий арматуру от коррозии, (рис. 105в). В окончательном
виде внешнее очертание силоса имеет вид многоугольника.
Сборный железобетонный силос для зерна конструкции фран-
цузского инженера Фрома Клавье имеет цилиндрическое очертание
и составляется из отдельных сегментов длиной 2,45 и 2,95 м и
толщиной 0,25 м (рис. 106). Вся конструкция собирается из эле-
ментов двух основных типов (рис. 106, в): полнотелого (тип Е),
выполненного из предварительно сжатого бетона с силой натяже-
ния, уравновешивающей усилия, возникающие от распора зерна,
/ — проволока диаметром
Рис. 105. Сборный предварительно напря-
женный многоугольный силос
а — схема монтажа и спиральной навивки гори-
зонтальной проволоки; б — натяжениё и установка
стальных клиньев; в — нанесение цементной шту-
катурки; г — горизонтальное сечение сборного эле-
мента ;
5 мм\ 2 — проволока 2 0 8 мм-, 3 — клин; 4 — элемент
силоса; 5 — штукатурка; 6 — шов заполняется цементным раствором; 7 — петли
для подъема элемента
и пустотелого (тип G) из обычного бетона, служащего для запол-
нения между несущими элементами Е.
Длина пустотелых элементов G 2,45 м, высота 0,85 м. Они со-
стоят из двух стенок, каждая толщиной по 5 см, связанных между
собой несколькими поперечными диафрагмами. Полнотелые эле-
менты Е длиной 2,95 м имеют на концах два оголовника высотой
по 50 см и соединяющую их среднюю часть высотой 15 см. Укладка
производится таким образом," чтобы оголовник одного элемента
накрывал оголовник другого и в образованные между двумя эле-
ментами пустоты укладывался пустотелый блок высотой 2X50—15=
= 85 см. Полнотелые оголовники обжимаются в вертикальном на-
правлении пучками из 12 проволок по 5 мм и дополнительным уси-
лием сжатия, возникающим от трения зерна о стенки силоса1.
Таким образом, прочность такого силоса обеспечивается силами
трения, возникающими между смежными блоками Е за счет; обжа-
тия их предварительно напряженной вертикальной арматурой, и
сжатием, возникающим от трения засыпки. В местах сопряжения
двух соседних силосов предусмотрены общие для двух силосов спе-
§ 33. Силосы с предварительно напряженной арматурой 183
циальные полнотелые элементы F, которые имеют такую же харак-
теристику, как основные элементы Е.
Сборка силоса производится путем накладывания элементов
один на другой, швы заполняются цементным раствором; предва-
Рис. 106. Силосный корпус
из сборных элементов с
предварительно напряжен-
ной вертикальной армату-
рой
а —план; б — разрез I—I; в —
деталь сопряжения сборных эле-
ментов;
/ — трубы опорожнения; 2 —
транспортерная лента; 3 — прядь
из 12 проволок диаметром 5 мм
рительное сжатие, помимо вертикально устанавливаемых пучков,
не применяется.
Для хранения сахара в Поплтоне (Англия) построены два си-
лоса диаметром 20,1 м, высотой от пола до покрытия 33,17 м
(рис. 107). Пол силосов располагается на колоннах высотой 2,87 м.
В полу каждого силоса имеются отверстия для выгрузки сахара
на транспортеры, расположенные в подсилосном этаже. Над пере-
крытием силосов устроен мостик, на котором располагается транс-
портер для загрузки.
184 Глава X. Конструктивные решения силосных, корпусов
Возведение стен силосов производилось в скользящей опа-
лубке, поднимавшейся системой гидравлических домкратов. Пред-
варительное напряжение осуществлялось по системе Джиффорд
Юдал при помощи проволок диаметром 7 мм, натягиваемых с на-
ружной стороны стен силосов. Проволоки натягивались попарно
при помощи гаек и стальных
планок.
На рис. 108 изображен ти-
повой проект силоса емкостью
5 500 т для хранения сахар-
ного песка применительно к ти-
повому сахарному заводу мощ-
ностью 15 тыс. ц переработки
свеклы в сутки. Силос распо-
лагается на сплошной железо-
бетонной плите, являющейся
одновременно дном подваль-
ного этажа. До отметки +3,40
силос и подсилосное перекры-
тие возводятся в монолитном
железобетоне. От отметки
+3,40 до отметки +28,93
стенки силоса и элеваторной
башни бетонируются в сколь-
зящей опалубке. Домкратные
стержни, наращиваемые в хо-
де бетонирования в скользя-
щей опалубке, извлекаются из
бетона после окончания подъе-
ма опалубки.
Вертикальные каналы, ос-
тавшиеся после удаления дом-
кратных стержней, инъециру-
ются цементным раствором.
Стенки силоса запроекти-
Рис. 107. Силосы для хранения
сахара
а — фасад и продольный разрез;
б — план;
1 — колонны; 2 — сваи; 3 — отвер-
стия для выгрузки сахара; 4 —
плита основания; 5 — подсилосная
плита
рованы с предварительно напряженной арматурой в виде арматур-
ных пучков со стальными анкерами, колодками и конусными проб-
ками. Арматурные, пучки из 14 высокопрочных проволок диамет-
ром 5 мм закладываются в стенки силоса во время бетонирования
в неизвлекаемом каналообразователе в виде стальных гофрирован-
ных трубок. Каналообразователь изготавливается из стальных ли-
стов шириной 50 мм и толщиной 0,2 мм.
Для колодок использована качественная конструктивная угле-
родистая сталь марки Ст. 45. Для пробок использована та же
сталь, что и для колодок, с последующей закалкой до твердости
55 единиц по Роквеллу. Боковая поверхность пробок снабжена на-
резкой. Для передачи усилия натяжения арматуры пучка на бетон
в стенке силоса запроектированы четыре пилястры.
Натяжение пучков начинается после достижения бетоном
стенки расчетной прочности и монтажа конструкций надсилбсной
галереи силоса. Натяжение производится домкратами двойного дей-
ствия одновременно с обеих сторон пучка. Контролируемое усилие
+38,60
а план и продольный разрез; б — план подсилосного этажа и поперечный
разрез; в — схема армирования; г — деталь узла 1;
/ — анкерное устройство; 2 —арматурный пучок в каналообразоватёле- 3 —
разгрузочные отверстия; 4 — фундаментная плита; 5 —колонны; 6 — подсилос-
ное перекрытие; 7 — стенки силоса; 8 — надсилосное перекрытие; 9 — транс-
портерная галерея
План стен средней и Верхней зонЬ!
§ 33. Силосы с предварительно напряженной арматурой 187
Рис. 109. Сборные железобетонные силосы для зерна из предвари-
тельно напряженных колец
а—схема сборных силосов; б —ребристый элемент силосного кольца; в —
гидравлическая установка для натяжения арматуры кольца;
/ — нажимная панель; 2 — домкратная стойка; 3 — кольцевой упор; 4 — насос-
ная станция
натяжения одного пучка в нижней четверти стенки равно 31,6 т,
на остальном участке стенки — 30,4 т. Натяжение четырех пучков
одного ряда производится одновременно восемью домкратами.
Пучки напрягаются в направлении снизу вверх. Инъецирование ка-
налов, в которых расположены напряженные пучки, производится
после окончания натяжения стенок силоса. Цементный состав для
инъецирования по весу составляет 1 : 0,35 : 0,01 (Цемент+вода + пла-
стификатор-мылонафт). После окончания- инъецирования боковые
поверхности пилястр замоноличиваются бетоном марки 300.
Стенки силоса и элеваторные башни снаружи изолируются
эффективным утеплителем и защищаются наружной облицовкой.
В силосе устраивается защитный слой специальным лаком, нано-
симым на железобетонные стенки и пол.
По предложению инженера Н. В. Сорокина выполнен ряд эле-
ваторов из сборных железобетонных силосов оригинальной кон-
струкции. Конструкция железобетонных сборных силосов соби-
рается из предварительно напряженных железобетонных ребристых
колец заводского изготовления. Каждое кольцо собирается из
восьми дугообразных ребристых элементов весом 375 кг, длиной
2,24 м и шириной 0,75 м при толщине плиты 6 см и высоте ребра
15 см (рис. 109). Элементы собираются в кольца вблизи места мон-
тажа силосов в радиусе действия башенного крана. Применение
предварительно напряженных ребристых элементов дает возмож-
ность уменьшить расход бетона и арматуры при сохранении необ-
ходимой жесткости кольца.
Наружная гладкая поверхность элементов по краям длинных
сторон имеет два треугольных паза для кольцевой арматуры,
188 Глава X. Конструктивные решения силосных, корпусов
заполняемых раствором после изготовления кольца. В торцах эле-
ментов предусмотрены пазы для замоноличивания стыков кольца.
Для восприятия местных нагрузок от давления зерна, а также мон-
тажных нагрузок элементы армируются сварными сетками. Изго-
товление элементов производится в металлических формах в гори-
зонтальном положении ребрами вниз. При сборке и натяжении
кольца дугообразные элементы устанавливаются на бетонной пло-
щадке по окружностям и опоясываются арматурой, укладываемой
с внешней стороны в треугольные пазы. Торцы наружной арматуры
соединяются муфтами, после чего при помощи гидравлической уста-
новки, помещенной внутри кольца, производится натяжение арма-
туры. Гидравлическая установка состоит из восьми нажимных па-
нелей, восьми комплектов домкратных стоек с гидравлическими и
винтовыми домкратами, кольцевого упора и насосной станции
с гидравлической сетью.
Предварительное натяжение арматуры создается за счет рас-
пора ребристых элементов нажимными панелями гидравлической
установки. Степень предварительного натяжения контролируется
показаниями манометра, присоединенного к гидравлической сети.
После этого производится замоноличивание стыков между ребри-
стыми элементами кольца. После того как бетон стыков набирает
необходимую прочность, винтовые домкраты постепенно вывинчи-
ваются, нажимные панели отходят от кольца и могут быть сняты
со стенда для монтажа.
Таким образом, стены силосов монтируются из изготовленных
предварительно напряженных железобетонных ребристых колец,
имеющих наружный диаметр 5,96 м и высоту 0,75 м. Кольца мон-
тируются на цементном растворе. Сопряжение смежных колец про-
изводится болтами, проходящими через предусмотренные отверстия.
Болты нижележащего и вышележащего колец проходят сквозь об-
щие стальные накладки, обнимающие ребра колец, благодаря чему
осуществляется стыкование их между собой по высоте силоса. Про-
межуток в местах примыкания смежных колец замоноличивается.
В результате получается монолитный стык силосов, обеспечивающий
пространственную жесткость корпуса.
Нижние пять ярусов колец усилены и выполняются на толщину
15 см без ребер, что необходимо для обеспечения восприятия вер-
тикальных нагрузок. Предварительное напряжение арматурных ко-
лец изменяется в зависимости от расположения их по высоте си-
лоса и в плане. Кольца нижней "зоны силосов, включающие пять
ярусов, армируются стержнями периодического профиля из стали
типа А-III. Элементы железобетонных колец силосов изготавли-
ваются на строительных комбинатах, расположенных в районе
строительства. Укрупнительная сборка колец для силосов, посту-
пающих на стройку, и предварительное натяжение арматуры осу-
ществляются на стройплощадке. Монтаж силосов ведется башен-
ным краном, в радиусе действия которого находится гидравлическая
установка.
Приведенная конструкция из ребристых тюбингов является до-
вольно сложной в изготовлении и требует сложной оснастки. Раз-
бивка колец на восемь частей очень мелка, более рациональна раз-
бивка на четыре части. Высота кольца 750 мм мала и не соответ-
§ 34. Монолитные силосы
189
ствует установленному ГОСТом модулю 600 мм. Более целесооб-
разно было бы принять ее равной 1200 мм. По-видимому, в даль-
нейшем этот проект, получивший широкое распространение, будет
авторами несколько улучшен.
Глава XI
СПОСОБЫ ВОЗВЕДЕНИЯ СИЛОСОВ И ИХ
ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ
§ 34. Монолитные силосы
Монолитные железобетонные силосы обычно возводятся в по-
движных формах. Применение стационарной опалубки обходится
дорожке и может быть рентабельным при высоте силосов не более
10 м.
Имеются две основные разновидности подвижной опалубки."
скользящая, выполняемая из дерева или металла, и переставная
металлическая. В скользящей опалубке силосы возводятся только
при одинаковом сечении стен, в переставной — могут быть выпол-
нены силосные сооружения как с одинаковым, так и с переменным
сечением стен по высоте.
Скользящая опалубка
Скользящая опалубка не требует специальных поддерживаю-
щих лесов, так как они заменяются постепенно возводимыми стен-
ками самого сооружения.
По мере бетонирования опалубка поднимается при помощи
домкратов, опирающихся на вертикальные стержни, заделанные
в бетон стенки силоса. При этом опалубка;, передвигаясь вверх,
скользит по поверхности свежеуложенного бетона.
При возведении шести силосов для хранения цемента и лест-
ничной клетки была применена скользящая опалубка, план кото-
рой по стадиям выполнения работ показан на рис. 110.
Подъем опалубки при винтовых домкратах производится путем
одновременного вращения головок нескольких домкратов.
В настоящее время для подъема форм используется подъемное
устройство (это устройство действует от насосно-распределитель-
ной установки) с применением гидравлических (рис. 111) или элек-
трических домкратов.
Подъем опалубки осуществляется плавно и одновременно всеми
домкратами, при этом отпадает необходимость в их перезарядке,
неизбежной при подъеме форм винтовыми домкратами вручную.
00601
0
Рис. 110. Схема подвижной опалубки по стадиям выполнения работ
а — план; б — разрез по АБВГД;
/ — балки перекрытия силосов; 2 — наружные кружала; 3 — прогоны рабочего настила; 4 — настил рабочего пола; 5 —настил
карниза;’6 — путевые устройства; 7 — кольцевые пути под бетонораздатчик; 8 — бетонораздатчик; 9 — наружные подвесные
леса; 10 — двойная домкратная рама; // — одинарная домкратная рама; 12— подбалочные швеллеры; 13— уширенная дом-
кратная рама; 14 — внутренние кружала; /5 —рабочий настил лестничной клетки; 16 — подвесные леса лестничной клетки;
/7 — кружала лестничной клетки; 18 — металлические щиты опалубки: 19 — кронштейн карниза и подвесных лесов; 20 — гидро-
домкрат или винтовой домкрат; 21 — средние подвесные леса; 22 — внутренние подвесные леса
192
Глава XI. Способы возведения силосов
Скользящая опалубка позволяет вести подъем форм и бетони-
рования стенок одновременно по всему сооружению.
Все операции по возведению силосов — установка опалубки и
арматуры, укладка бетонной смеси и распалубка — производятся
Узел л
Рис. 111. Устройство для подъ-
ёма опалубки гидравлическим
домкратом
1 — кронштейн освещения; 2 — ука-
затель уровня; 3 — рейка для конт-
роля горизонтальности; 4 — гидро-
домкрат; 5 — домкратная рама; 6 —
верхние кружала; 7 — нижние кру-
жала; 8— направляющие для дом-
кратных стержней; 9 — зажим;
10 — крепежная скоба; 11 — направ-
ляющая трубка; 12 — домкратный
стержень; 13 — щит опалубки; 14 —
опорные уголки щита опалубки
непрерывно и совмещены по вре-
мени, что снижает трудоемкость
опалубочных работ, обеспечивает
монолитность сооружения и бы-
строту его возведения. До окон-
чания работ опалубка перемеща-
ется без разборки.
После окончания бетонирова-
ния стенок силосов рабочий пол
скользящей опалубки обычно ис-
пользуется для устройства надси-
лосного перекрытия. Скользящая
опалубка может применяться для
возведения сооружений различ-
ного очертания (цилиндрического
прямоугольного и многоуголь-
ного) .
При использовании скользящей
опалубки необходимо обеспечить
вертикальность всех элементов,
выполняемых в подвижных фор-
мах. Сооружения должны иметь
в своем основании одну горизон-
тальную плоскость, с которой на-
чинается подъем форм. Необхо-
димо также соблюдение равномер-
ности подъема форм по всему
сооружению сохранение горизон-
тальности кружал и рабочего по-
ла, предотвращение изгиба дом-
кратных стержней, предохранение
стенок опалубки от налипания
раствора и от короблений, увели-
чивающих силы трения. Подвиж-
ная опалубка должна переме-
щаться с такой скоростью, кото-
рая обеспечивает необходимую
прочность бетона в момент осво-
бождения его из форм, предот-
вращает сцепление его с опалуб-
кой; последняя должна «сходить»
с бетона, когда он достаточно
окреп, но прочного схватывания его
с опалубкой еще не произошло.
Скорость подъема скользящей
опалубки при трехсменной работе
может достигать 3—3,6 м в сутки.
§ 34. Монолитные силосы
193
Переставная опалубка
Переставная опалубка (рис. 112) для возведения силосов со-
стоит из сооружаемого в центре трубы шахтоподъемника в виде
пространственной фермы из трубчатых элементов. Шахтоподъем-
ник располагается внутри силосных ячеек. К нему при помощи та-
лей подвешивается несущая кольцевая ферма, к которой прикреп-
Рис. 112. Переставная опалубка
1 — шахта подъемника; 2 — панели
наружной опалубки; 3 — опорная
кольцевая ферма; 4 — тали для
подъема опалубки; 5 — подвесные
леса; 6 — панели внутренней опа-
лубки; 7 — регулирующий винт
Рис. 113. Ус-
тройство кон-
сольного вы-
ступа для
опирания во-
ронки
ляются щиты наружной и внутренней опалубки, выполненные из
металлических листов. Высота щитов внутренней опалубки (1,25 м)
равна половине высоты наружных щитов.
Таким образом, для каждого ряда панелей наружной опа-
лубки устанавливают один над другим два ряда щитов внутренней
опалубки. Специальными элементами жесткости по верхним и ниж-
ним граням щитов опалубки и стяжками по кругу создается жест-
кая форма, обеспечивающая точно заданную толщину стенки
силоса.
После укладки бетонной смеси на высоту внутренней опалубки
(1,25 м) устанавливают второй ярус этой опалубки, соединяемый
с первым. Через 8—12 ч после укладки бетонной смеси второго
яруса (в условиях нормального твердения бетона) опалубку
194 Глава XI. Способы возведения силосов
поднимают на новое место. Рабочую площадку для бетонирование
устраивают на несущей ферме.
Переставная опалубка позволяет применять для армирования
стенок силосов сварные арматурные сетки, производить уплотнение
бетонной смеси вибраторами и изменять сечение стен железобетон-
ных силосов по высоте. В местах, где необходимо создать пло-
щадку для опирания воронки по ходу перестановки опалубки, щиты
внутренней опалубки наклоняются, образуя на стене консольный
выступ (рис. 113).
С помощью переставной опалубки можно осуществить утолще-
ние нижней части стенок силоса, на которое впоследствии устанав-
ливается коническая воронка..
При использовании переставной опалубки через каждые 2,5 м
в силосах получаются горизонтальные швы бетонирования, а в ме-
стах примыкания одной группы силосов к другой — вертикальные.
Это снижает монолитность сооружения. Перестановка опалубки
при каждом очередном подъеме, который осуществляется' вручную
при помощи талей, весьма трудоемка. В переставной опалубке
можно одновременно выполнять работы лишь при ограниченном
числе ячеек, что удлиняет сроки строительства.
Применение инвентарной переставной опалубки требует устрой-
ства специальных шахтных трубчатых лесов, удаление которых
после окончания бетонирования силосов является трудоемкой опе-
рацией. Для бетонирования надсилосного перекрытия требуется
устройство специальной опалубки. Переставная опалубка имеет
меньшую скорость подъема по сравнению со скользящей, т. е.
0,6—0,8 м в сутки, а стоимость возведения стенок силосов в пере-
ставной опалубке по сравнению ф скользящей в 1,5 раза выше.*
§ 35. Силосы, возводимые в сборных конструкциях
Чтобы добиться эффективного возведения силосных корпусов
из сборных железобетонных элементов, необходимо обеспечить мак-
симальную типизацию сборных элементов, из которых собирается
силосный корпус, т. е. свести к минимуму количество отдельных
типоразмеров. Решение .типовых элементов конструкции силосного
корпуса должно вестись с учетом технологии их изготовления,
транспортирования, укрупнения, монтажа, решения стыков, предва-
рительного напряжения, торкретирования и т. п. г
При диаметре силосов до 3 м предпочтение следует отдать
сборке их из заранее заготовленньрс колец. При диаметре 6 м и бо-
лее сборные элементы стенок целесообразно выполнять из отдель-
ных сегментов с членением силоса вдоль его образующей. В этом
случае создается возможность транспортирования отдельных сег-
ментов в виде сборных лотков на строительную площадку автомо-
бильным, железнодорожным или водным транспортом.
* По данным Спецжелезобетонстроя Министерства Строитель-
ства РСФСР.
§ 36. Технико-экономические показатели
195
Перед монтажом лоткообразные элементы укрупняются путем
сварки закладных элементов смежных лотков. Лоткообразные эле-
менты армируются с учетом обеспечения их прочности от усилий,
возникающих при транспортировании.
Монтаж сборных железобетонных силосных корпусов целесооб-
разно вести мачтовым, башенным или портальным краном. При
большом объеме работ рекомендуется использовать портальный
кран, который обслуживает всю площадь силосного корпуса. Пор-
тальным краном производятся все операции по разгрузке и укруп-
нению элементов, передвижение их к месту установки и монтажа.
§ 36. Технико-экономические показатели
Большое разнообразие размеров силосов, различные подходы
проектировщиков к назначению размеров сечений, различные грун-
товые условия и виды хранимых материалов затрудняют разработку
исчерпывающих рекомендаций по выбору основных оптимальных
размеров силосов для всех случаев их применения. Влияние сово-
купности различных факторов, обусловливающих расход основных
материалов на возведение силосных складов, можно установить,
сопоставив различные решения для одинаковых складов. Для неко-
торых складов это можно сделать, сопоставив расходы материалов
для основных конструктивных решений, разработанных Ленин-
градским Промстройпроектом для типовых силосных корпусов,
при различных высотах силосов, различных материалов, хранимых
в силсЛах, различных высот подсилосных этажей и при диаметре
силосов би 12 м.
В табл. 20 приведены расходы материалов на некоторые типо-
вые силосные корпуса с силосами диаметром 6 м для хранения
различных сыпучих материалов (фундаменты» лестницы, лифты и
прочие элементы обстройки силосных корпусов в расходы материа-
лов не включены).
Из этой таблицы видно, что расход железобетона на 1 ж3 ем-
кости хранимых различных материалов при силосах диаметром 6 м
колеблется в пределах от 0,20 до 0,26 м? бетона на 1 .и3 хранимого
материала, причем меньшие значения относятся к высоким силос-
ным корпусам. Расход на железобетонные монолитные стены колеб-
лется в очень малых промежутках от 0,134 до 0,15 .и3. Расход же-
лезобетона на днище колеблется в пределах от 0,033 до 0,07 ж3-.
В табл. 21 приведен расход материалов на некоторые типовые
силосные корпуса с силосами диаметром 12 м для хранения раз-
личных сыпучих материалов. Расход железобетона на 1 м2 емко-
сти силоса колеблется в пределах 0,14—0,23 м* на 1 .и3 хранимого
материала. Расход на железобетонные стенки силосов колеблется
в узких пределах от 0,085 до 0,099 ж3 на 1 м? хранимого мате-
риала, и расход на днище с полуворонками составляет 0,023—
0,053 ж3 на 1 ж3 хранимого материала.
Для варочной щепы, опилок и угля днище представляет собой
стальную воронку на весь диаметр силоса. Поэтому в таблице рас-
хода бетона на днище приведен расход только на кольцевую балку.
Технико-экономические показатели силосных корпусов
Количество силосов Диаметр силосов в м Высота подсилос- ного этажа в м Высота силоса в м Геометрический объем корпуса в м3„ Хранимый материал Колонны Дн<ще
бетона в ’лг1 стали в кг бетойа в лз3 стали в кг
4 6 3,6 10,8 1000 Сажа гранулированная Фосфоритная мука, гравий, щебень 16,64 23,64 1742 3786 67,24 67,24 6190 12140 -
4 6 4,8 15,6 "1480 Керамзит, аглопо- рит, известь мелкая 30,72 2581 67,24 9622
4 Г бет< 2 6 I р И 1 >нрк . В з] 4,8 «еч г цнищ замен 20,4 1 H И 5 и обе ателе 2000 з: 1. ( :трое» указ Глинозем, сода, известь крупная Цемент, песок, нефелин, гипс Эбъемы работ и стоимости с. ан расход материала и ст 30,72 30,72 силос оимост 4589 7498 НЫХ КС ь на 1 67,24 67,24 jpnycoi л<8 ем» 12255 12255 в с си- рости.
Технико-экономические показатели силосных корпусов
Количество силосов Диаметр силосов в м Высота подсилос- ного этажа в м Высота силоса в м Геометрический объем корпуса в м3 Хранимый материал Колонны Дн ище •
бетона в л«3 стали в кг бетона в м3 стали в кг
4 12. 10,8 30,0 12000 Варочная щепа, опилки 310,4 48192 124,8 28288
4 12 14,4 26,4 12000 Уголь 318,4 79296 124,8 35785
2 12 6,0 30,0 6000 Глинозем, сода, известь крупная 115,2 10764 143,4 33302
4 12 6,0 30,0, 12000 Цемент, песок, нефе- лин, гипс 230,6 19648 284,0 81014
4 12 10,8 30,0 12000 * Цемент, песок', нефелин, гипс 507,2 60488 355,2 88816
Примечания: 1. Объемы работ и стоимости корпусов с силосами диамет-
2. В знаменателе указаны расходы и стоимость на 1 м3 емкости.
Таблица 20
с монолитно возводимыми силосами диаметром 6 м
Стенки Перекрытие Узлы замоно- личивания Стальные конструк- ции в кг Всего бетона на корпус в м3 Всего стали на кор- пус в кг 1 Всего стали на кор- пус, приведенной к Сталь 3 в кг • j Стоимость силосно- го ковпуса в руб.
бетона в л3 сталиjb кг бетона в м3 стали в кг бетона в м3 стали в кг
149,6 8044 21,94 2680 1,6 101 531 257,02 0,26 19 288 19,29 21 100 13 438 13,44
149,6 10696 21,94 2680 1,6 101 531 264,22 0,26 29 934 29,93 36 232 15368 15,37
216,4 11468 21,94 2680 1,6 101 531 337,90 0,23 27 053 18,3 29 878 18 380 12,4
282,4 19600 21,94 2680 6,4 488 531 408,70 0,204 40 143 20,07 47 489 23 405 П,7
282,4 22648 21,94 2680 6,4 488 531 408,70 0,204 46 100 23,-05 56 048 23887 11,94
л осами диаметром 6 м приведены без фундаментов, стальных воронок, на
Таблица 21
с монолитно возводимыми силосами даметром 12 м
Стенки Перекрытие Узлы замоноли- чивания Стальные конструк- ции в кг Всего бетона на корпус в л3 Всего стали на кор- пус в кг Всего стали на кор- пус, приведенной к Сталь 3 в кг Стоимость силосно- го корпуса в руб.
бетона в м3 стали в кг бетона в м3 стали в кг бетона в л3 стали в кг —
1179,6 65,68 1 699,9 332 344 364 306 128 414
98712 6104 19,36 1048 150 000
0,142 1 564,8 27,70 380 183 421 679 10,70 127 173
1038,1
83996 65,68 6104 17,76 1312 174 400
0,13 898,5 31,60 149 764 167 384 10,60 57 790
577,5
74638 32,84 3052 29,6 408 816 27 600 55 200
1179,6 0,15 1 818,9 25.00 339 328 381 093 9,63 122 102
176540 65,68 6104 59,2
59 200 0,151 -2 193,3 28,20 391 820 44 960 10,18 150 524
1179,6 476540 65,68 6104 85,6 6720
0,182 32,60 12,54
ром 12 м приведены без фундаментов, набетонок днищ и обстроек.
198
Глава XL Способы возведения силосов
Как видно из приведенных сопоставлений, расход материалов
на собственно силосные стенки в пределах одного диаметра имеет
незначительные колебания, независимо от хранимого материала и
с увеличением диаметра удельный расход железобетона на стенки
уменьшается.
Для анализа расхода материалов и стоимости силосных скла-
дов, включая фундаменты и обстройки вокруг склада, в табл. 22—25
приведены сводки объемов и стоимости работ по сметам для сле-
дующих объектов:
1. Силосный склад для соды емкостью 2 500 м3, состоящий
из одного силоса диаметром 12 м, высотой 30 м (табл. 22).
2. Силосный склад для соды емкостью 5000 м3, состоящий из
двух силосных банок диаметром 12 л и высотой 30 м с подсилос-
ным этажом высотой 6 м (табл. 23).
3. Корпус цементных силосов емкостью 48 тыс. .и3 цемента для
типового цементного завода с печами 5X185 л«, состоящий из 16 си-
лосных банок диаметром 12 м, высотой 30 м, с высотой подсилос-
ного этажа 11 м. Под силосами в этом варианте предусматривается
возможность прохода железнодорожного состава для погрузки це-
мента в цементовозы (табл. 24).
4. Силосный склад для хранения зерна емкостью 11 700 т, со-
стоящий из 18 силосов диаметром 6,0 м (табл. 25).
5. Силосный склад для хранения зерна из 60 квадратных сбор-
ных силосов размером 3X3 м каждый (табл. 26).
Сметы составлены в ценах и нормах, действующих с 1/VII —
1955 г. с учетом нового масштаба цен по категориям единичных
расценок для составления смет к типовым проектам зданий и со-
оружений.
В числителе показан расход материалов на склад, в знамена-
теле — расход на 1 .и3 емкости.
Из приведенных таблиц можно установить, что удельный вес
стоимости фундаментов составляет 15—26%. Колонны составляют
от 5,77 до 12,7%; подсилосные перекрытия — от 10,7 до 12,37%; на-
бетонки на днище — от 3,52 до 8,53%; стенки силосЪв — от 28,6 до
30,4%; над силосное перекрытие с набетонкой —от 1,69 до 2,2% и,
наконец, галереи, лестницы, площадки, воронки и другие стальные
конструкции — от 1,74 до 17,02%, -прочие конструкции — от 8,2 до
11,32%. Анализ таблиц показывает, что в общем расходе материа-
лов стоимость на 1 .и3 хранимых материалов колеблется в неболь-
ших пределах от 22,4 до 23,1 руб. на 1 .и3 хранимого материала.
Конструкции сборных предварительно \ напряженных силосов
пока обходятся дороже, чем монолитные, выполненные в пере-
движной скользящей опалубке без предварительного напряжения.
Это объясняется тем, что стоимость 1 м3 сборного железобетона
примерно вдвое превышает стоимость монолитного. При сборном
варианте требуется увеличение территории строительной площади
за счет размещения полигонов, для укрупнительной сборки колец
требуется также наладить изготовление стальных форм. Предвари-
тельное напряжение силосов вызывает необходимость в подготовке
оборудования. Однако причины, повышающие стоимость предвари-
тельно напряженных сборных железобетонных силосов, могут и
должны быть устранены, чтобы сравнять стоимость сборных и
§ 36. Технико-экономические показатели
199
монолитных силосов .При этом следует иметь в виду основные пре-
имущества сборных железобетонных предварительно напряженных
силосов перед монолитными: индустриальность заводского изготов-
ления элементов силосов, ликвидация сезонности, ускорение строи-
тельства и качественное улучшение конструкций силосов.
Что касается применения сборных силосов без предваритель-
ного. напряжения, то хотя они сегодня и обходятся дороже, но поз-
воляют резко снизить расход бетона и обеспечить надежное соеди-
нение кольцевой арматуры зах счет создания сварных стыков. Это
позволяет возводить такие силосы индустриальными методами при
заводском изготовлении элементов и в любое время года практи-
чески без мокрого процесса.
Перечисленные обстоятельства приводят к выводу, что наряду
с силосами, возводимыми в передвижной опалубке, должны полу-
чить широкое применение силосы, возводимые из сборных, без пред-
варительного напряжения, элементов.
Рассмотрим, влияние различных факторов, сказывающихся на
расходе материалов для каждого элемента силосного склада.
Высота силосов. Горизонтальное давление засыпки в си-
лосах растет непропорционально высоте и, начиная с некоторой вы-
соты, увеличивается незначительно, поэтому рационально сооружать
глубокие силосы, поскольку толщина стенок с высотой не возра-
стает. С увеличением высоты силосов уменьшается расход материа-
лов (стали и бетона) на единицу емкости. При возведении предва-
рительно напряженных отдельно стоящих железобетонных силосов1
толщина стенки может быть минимальной и определяется конструк-
тивной возможностью ее возведения. Таким образом, высоту при
отсутствии технологических препятствий следует принимать макси-
мальной, исходя из полного использования несущей способности
грунта. По условиям хранения обычных сыпучих материалов мак-
симальная высота обычно равна 30 м. При возведении силосов на
скальных или полускальных грунтах возможно увеличивать высоту
до 40 м.
Диаметр силосов. При объемном весе хранимого мате-
риала от 0,5 до 2 т/мг оптимальный диаметр силоса, возводимого
в скользящей опалубке, колеблется в пределах 6—12 м. В целях
унификации, многократного использования инвентарной скользящей
опалубки и приведения к унифицированной сетке колонн производ-
ственных зданий диаметры силосов для сыпучих тел принимают от
6 до 12 м и в отдельных случаях 18—24 м. Оптимальных диаметра
и высоты силоса еще недостаточно, чтобы получить оптимальный
расход материалов и выявить стоимость склада в целом. При окон-
чательном выборе габаритов силосных складов необходимо учиты-
вать затраты на все элементы, из которых этот склад состоит. Рас-
ход материалов на силосные стенки составляет примерно 7з расхо-
дов материалов и стоимости на .весь склад.
Подсилосные перекрытия и фундаменты. Рас-
ход материала на фундаменты и подсилосные перекрытия умень-
шается при увеличении числа колонн подсилосного этажа. На ос-
новании анализа различных проектов складов, учитывающих воз-
можность хранения в силосах различных материалов при различных
грунтовых условиях, общий расход железобетона на фундаменты и
Таблица 22
Объемы и стоимости работ по силосному складу для соды емкостью 2500 м3
Наименование конструктивных элементов и видов работ Еди- ница изме- рения Количество Сумма в руб. Средневзвешенная единичная стоимость в руб. Удель- ный вес конструк- тивных элемен- тов и видов работ в %
прямых затрат с накладными расходами и плановыми накоплениями прямых затрат с накладны- ми расхо- дами и пла- новыми на- коплениями
Фундаменты Л13 219,4 0,087 7069 2,83 8452 3,38 32,22 38,52 15,02
Колонны JW3 51,6 0,0206 2714 1,085 3245 1,295 52,6 62,8 5,77
Подсилосное перекрытие (днище) Л13 86,9 0,0348 5327 2,31 6375 2,76 61,35 73,45 11,32
Набетонка на днище .... Ж3 । 209,0 0,0835 3879 1,55 4645 1,852 18,55 22,2 8,25
Продолжение
Наименование конструктивных элементов и видов работ Еди- ница изме- рения Количество Сумма в руб. Средневзвешенная единичная стоимость в руб. Удель- ный вес конструк- тивных элемен- тов и видов работ в %
прямых затрат с накладными расходами и плановыми накоплениями прямых затрат с накладны- ми расхо- дами и пла- новыми на- коплениями
Стенки силосов М3 266,5 0,1068 13 934 5,58 16 667 6,67 52,28 62,53 29,62
Надсилосное перекрытие с набетонкой М3 15,7 0,0063 795 952 50,6 60,5 1,69
0,318 0,38
Галереи, лестницы, площад- ки, бункер и прочие сталь- ные конструкции .... .* т 54,19 0,0217 8566 3,43 9587 3,83 158,0 172,0 17,02
Прочие конструкции .... — — 5373 2,15 6335 2,53 — — 11,32
Всего по смете . . . ч Примечания: 2. Силосы МОНОЛИТЕ 1. Стр о: [ые (1 ш ительные раб т.) диаметрот 47 657 19,0 ЮТЫ №=1,196 л 12 л, высо 56 258 22,5 2, металлоконст той 30 м, с выс рукции к ОТОЙ поде = 1,1244. илосного эта 100 жа 6 м.
Таблица 23
Объемы и стоимости работ по силосному складу для соды емкостью 5000 м3
А
Наименование конструктивных элементов и видов работ Еди- ница изме- рения Количество Сумма в руб. Средневзвешенная единичная стоимость в руб. Удель- ный вес конструк- тивных элемен- тов и видов работ в %
прямых затрат с накладными расходами и плановыми накоплениями прямых затрат с накладны- ми расхо- дами и пла- новыми на- коплениями
Фундаменты М3 469,6 0,094 14911,0 2,98 17 833 3,57 31,72 37,94 15,9
Колонны М3 156 8271 9894 53,02 63,42 8,86
0,0312 1,65 1,98
Подсилосное перекрытие (днище) М3 174,1 0,035 11 439 2,29 13 683 2,74 65,7 78,6 12,37
Набетонка на днище .... М3 418 7758 9280 1,86 18,58 22,2 8,53
0,0835 1,55
Продолжение
Наименование конструктивных элементов и видов работ Еди- ница изме- рения Количество Сумма в руб. 1 Средневзвешенная единичная стоимость в руб. Удель- ный вес конструк- тивных элемен- тов и видов работ в %
прямых' затрат с накладными расходами и плановыми накоплениями •к прямых затрат с накладны- ми расхо- дами и пла- новыми на- коплениями
Стенки силосов • м3 545,2 0,109 28 497 5,7 34 088 6,82 52,26 62,51 30,4
Надсилосное перекрытие с набетонкой . . . м3 31,5 0,006 1588 0,318 1899 0,38 50,4 60,2 1,74
Галереи, площадки, воронки, бункер, лестница . и про- чие стальные конструкции т 91,2 0,0183 14 486 2,9 16 222 3,25 158,8 177,87 14,0
Прочие конструкции .... — — 7694 1_,54 9082 1,815 . —- —— 8,2
Всего по смете . . . Примечания: 1 2. Силосы монолит! Строит ше (2 и ельные рабо' it.) диаметро 94 644 18,95 гы к= 1,1962, м 12 л, высс 111 979 22,4 металлоконстр^ >той 30 м с высс укции к= ЭТОЙ ПОДС1 1,1244. <лосного эта: 100 ка 6 м.
Таблица 24.
Объемы и стоимости работ по корпусу цементных силосов емкостью 48 000 №
Наименование конструктивных элементов и видов работ Еди- ница изме- рения Количество Сумма в руб. Средневзвешенная единичная стоимость в руб. Удель- ный вес, конструк- тивных элемен- тов и видов работ в %
прямых затрат с накладными расходами и плановыми накоплениями прямых затрат с накладны- ми расхо- дами и пла- новыми на- коплениями
Фундаменты . М3 7 241,4 0,151 242 537 5,06 290 000 6,05 33,5 40,2 26,2
Колонны М3 1 355,5 117971 140 850 87,0 104,1 12,7
0,0282 2,46 2,89
Подсилосное перекрытие (днище) М3 1440,0 0,03 99198 2,07 118 800 2,47 69,0 82,6 10,7
Набетонкй на днище .... М3 2 270,8 0,074 32 661 0,68 39150 ' 0,82 14,38 17,20 3,52
Продолжение
Наименование конструктивных элементов и Видов работ Еди- ница изме- рения Количество Сумма в руб. Средневзвешенная единичная стоимость в руб. Удель- ный вес конструк- тивных элемен- тов и видов работ в %
прямых затрат 1 с накладными расходами и плановыми накоплениями прямых затрат с накладны- ми расхо- дами и пла- новыми на- коплениями
Стенки силосов . .- М3 4 422,4 0,092 265 552 5,53 317 800 6,61 60 72,0 28,6
Надсилосное перекрытие с набетонкой М3 458,4 0,0096 20 400 0,43 24 400 0,51 44,6 53,4 2,2
Галереи, лестница, площадки, воронки, бункер и прочие стальные конструкции . . т 327,13 0,0068 61 812 1,28 69 500 1,54 189,0 226,0 6,67
Прочие конструкции . . . . — 88 472 1,84 105 000 2,20 _ • 9,41
Всего по смете . . . Примечания: 1. 2. Силосы монолитные Строите (4X4=1 льные работ! 6 шт.) ди а мет 928 603 19,3 >i к= 1,1962, ром 12 л, выс 1 105 500 23,1 металлоконстр) отой 31,2 л, с вы гкции к = СОТОЙ ПОД( 1,1244. шлосного эта 100 жа 9,6 л.
206
Глава XI. Способы возведения силосов
Объемы и стоимости работ по силосному складу
Фундаменты Колонны Днища силосов Стенки силосов
бетон .в м3 сталь в кг бетон в м3 сталь в кг бетон В Л43 сталь в кг ! бетон v в м3 1 сталь в кг
577,22 0,037 21 612 1,39 207,55 0,013 27036,7 1,73 84,71 0,005 10 663 0,68 1867,5 0,12 92308,2 5,9
Примечания: 1. Силосы монолитные (3X6 = 18 шт.)
Объемы и стоимости работ по силосному складу
Фундаменты Колонны Днища силосов Стенки силосов
бетон в м3 X сталь в кг бетон в м3 сталь в кг бетон в м3 сталь в кг бетон в м3 сталь в кг
338,2 13 281,4 138,54 0,01 м е ч а н < знаменат 14 878,9 1,00 и я: 1. Си еле указ* 109,44 0,007 лосы сб ан pacxi 15516 0,10 орные к эд мате] 1289,5 0,09 вадратн эиалов i 126 660 8,5 ые (6X19 я стоимо
0,027 Э' 0,89 При гажа 6 л 2. В
подсилосные перекрытия составляет 30—36% от общей стоимости
склада.
Расход железобетона на фундаменты составляет 0,09—0,15 «и3
на 1 jw3 хранения материалов, а удельный вес затрат на фунда-
менты от всех затрат на склад — от 15 до 26%. Причем, чем больше
расстояние между колоннами, тем больше оказывается расход ма-
териалов на фундаменты. Применение^ купольного днища позволяет
уменьшить затраты материалов против плоского днища на 30—35%,
но при этом на фундаменты расходуется больше материалов (как
и при устройстве конического днища).
Так как фундаменты являются изгибаемыми элементами, по-
этому самыми выгодными их решениями, исходя из необходимости
свести к минимуму расход материалов, являются ребристые плиты
с шагом колонн 3—4 м. Для упрощения производства работ наи-
более целесообразным решением для подсилосных и фундаментных
207
§ 36. Технико-экономические показатели
--------------- - -- _ --------Г- _ __
Таблица 25
для хранения зерна емкостью 11 700 т
Надсилосные перекрытия Прочие конструкции Стальные конструк- ции в кг Всего бетона на кор- пус в л<3 Всего ста- ли на кор- пус, вклю- чая сталь- ные кон- струкции, в кг Стои- мость в руб.
бетон В JH3 сталь в кг бетон в м3 сталь [в кг
109,4 9018,1 45,62 467,8 47 751,8 2892л0 208 857,6 191 760
0,007 0,59 0,003 0,03 3,06 0,19 13,4 12,3
диаметром 6 м, высотой 30 м, с высотой подсилос :ного этажа 6 м.
Таблица 26
для хранения зерна емкостью 11 200 т
Надсилосные перекрытия Прочие конструкции Стальные конструк- ции в кг Всего бетона на кор- пус в л<3 Всего ста- ли на кор- пус, вклю- чая сталь- ные кон- струкции в кг Стои- мость в руб.
бетон в м3 сталь в кг бетон в м3 сталь в кг
70,96 0,005 = 60 шт сти на ; 6054,4 0,53 '.) разме] jw3 емк 30,54 0,002 ром 3X2 ости. 3001,6 0,02 м, высс 36 522,1 2,44 той 30 м, 1977,18 215 915,6 235 887
0,13 с высотч 14,4 эй подсилс 15,74 эсного
плит является устройство безбалочных плит с развитием базы
у колонн в местах примыкания их к подсилрсным перекрытиям и
развитием башмака в местах опирания колонн на фундаментную
плиту.
Расход материалов на изготовлении опор в виде стенок с пи-
лястрами или колонн, поддерживающих подсилосные перекрытия
(при наличии подсилосного этажа), на 1 т хранимого материала
остается почти неизменным при изменении диаметра или высоты си-
лоса и увеличивается с увеличением высоты подсилосного этажа.
Расход материалов на возведение верхнего перекрытия над сило-
сами при увеличении диаметра силосов возрастает и составляет от
1,5 до 3% от расхода материалов на весь силосный склад. Это пе-
рекрытие обычно решается в виде железобетонной плиты, опираю-
щейся на балки, ранее служившие несущими конструкциями рабо-
чего пола скользящей опалубки.
208
Глава XII. Определение нагрузок
Глава XII
ОПРЕДЕЛЕНИЕ НАГРУЗОК
§ 37. Определение давлений на стенки силосов
Силосы рассчитываются на нагрузку от давления сыпучего ма
териала, на снеговую й ветровую нагрузки, собственный вес кон-
струкций и другие полезные нагрузки. При определении усилий
в стенах и днищах силосов учитываются основные и дополнитель-
ные (местные) давления сыпучих материалов.
Основные давления сыпучих материалов на стены и днища оп- -
ределяются по формулам (98)—(101), (103).
Дополнительные давления сыпучих материалов, возникающие
при разгрузке силосов, при охлаждении стен силосов, загружаемых
горячим материалом, имеющим температуру не выше 120°, при ра-
боте пневматических систем выпуска и при обрушении материалов
внутри силосов должны учитываться при расчете стен и днищ сило-
сов путем введения в вычисленные усилия поправочных коэффици-
ентов а, величина которых приведена в табл. 27.
При определении основного давления засыпки на стенки сило-
сов пренебрегать трением материала о стенки, как это делается для
бункеров, недопустимо, так как это приводит к значительным ошиб-
кам. Вследствие трения засыпки о стенки вертикальные и горизон-
тальные давления возрастают непропорционально высоте: по мере
увеличения глубины прирост давления уменьшается. При этом пред-
полагается, что отношение горизонтального давления к вертикаль-
ному — величйна постоянная.
В практике проектирования силосов в СССР для определения
давления на стенки силосов широко используется формула, пред-
ложенная Янсеном. При составлении указаний по проектированию
силосов Промзернопроектом были проанализированы другие теоре-
тические работы по определению горизонтального давления на
стенки силосов. К ним относятся работы Соколовского, Гениева,
Клейна, Платонова, Соловых, Реймберта, Фрелиха, Како (Albert
Caquot) и др.
Приводимые авторами новые теоретические исследования ос-
нованы, как правило, на методах предельного равновесия сыпучей
массы с учетом трения сыпучей массы о стены силосов.
Новые предложенные формулы дают значения горизонтальных
давлений на стенки силосов, мало отличающиеся от давлений, опре-
деляемых формулой Янсена. Поэтому в «Указаниях по проектирова-
нию силосов для сыпучих материалов» СН 302—65 рекомендуется
использование формулы Янсена с применением коэффициентов, полу-
ченных экспериментальным путем.
Так как формула Янсена приводится в СН 302—65 как обяза-
тельная, остановимся более подробно на принятых Янсеном пред-
посылках при определении давления на стенки и днище силосов.
В основу исследований Янсен положил простейшую модель яв-
ления (рис. 1Г4)..
§ 37. Определение давлений на стенки силосов
209
Значения коэффициентов a, tn и а0
Таблица 27
№ п/п Наименование Коэффициенты
а m «| 2 II сз
1 Значения коэффициентов a, m и а0, которые следует принимать при расчете горизонтальной арматуры железобетонных силосов Отдельно стоящие круглые железо- бетонные силосы: а) нижняя зона на протяжении 2/3 высоты 2 1 2
б) верхняя зона на протяжении */3 высоты 1 1
в) вся высота стен для си- лосов диаметром D> 18 м, при <1,5 и при условии, что после открытия задвижек сы- пучий материал не опускается вниз полным сечением, рав- ным сечению силоса 1 1 1
2 Железобетонные силосные корпуса с рядовым расположением круг- лых силосов: а) наружные силосы нижняя зона стен на протя- жении 2/3 высоты 2 1 2
верхняя зона стен на протя- жении V3 высоты 1 1 1
б) внутренние силосы нижняя зона стен на протя- жении 2/з высоты 2 2 1
верхняя зона стен на протя- жении V3 высоты ..... 1 1 1
3 Железобетонные силосные корпуса с шахматным расположением си- лосов: а) наружные силосы и наруж- ные звездочки нижняя зона на протяжении 2/з высоты . . . 2 0,85 2,36
промежуточная зона на про- тяжении от 2/3 до 5/в высоты 1 0,5 2
верхняя зона на протяжении ОТ 5/б ДО полной высоты . . 1 1 1
210
Глава XII. Определение нагрузок
Продолжение
№ п/п Наименование Коэффициенты
а т а а0 = — т
4 5 6 7 8 9 10 б) внутренние силосы нижняя зона на протяжении 2/з высоты верхняя зона на протяжении т/з высоты ' Железобетонные силосные корпуса с квадратными силосами со сто- роной до 4 м: а) ниЯсняя зона наружных и внутренних силосов (а также отдельно стоящих силосов) на протяжении 2/3 высоты) . . . б) верхняя зона наружных и внутренних силосов (а также отдельно стоящих силосов) на протяжении V3 высоты . . Значения' коэффициентов а, /и, а0, которые следует принимать в рас- четах конструкций плит *днищ, балок днищ и воронок Плиты днищ без забутки и с за- буткой, балки днищ, а также же- лезобетонные воронки в силосах для всех видов продовольствен- ного зерна и продуктов комби- кормовой промышленности .... То же, для муки и отрубей .... Стальные воронки и стальные бал- ки днищ в железобетонных и сталь- ных силосах для всех видов про- довольственного зерна и продук- тов комбикормовой промышлен- ности То^же,_’для муки и * отрубей .... Плиты днищ без забутки, балки днищ, а также железобетонные воронки в силосах для всех видов сыпучих материалов, кроме ука- занных в п. 5. Плиты днищ с забуткой при наи- большей толщуне забутки 1,5 м и более для всех видов сыпучих материалов, кроме указанных в п. 5 ....... . 2 1 2 1 1 1,25 1 1,25 2 2 1,70 1 2 1 1 1 0,8 0,8 ЬЗ 2 1,18 1 1 1 1 1,25 1,25 1,56 1,54 1
§ 37. Определение давлений на стенки силосов
211
Продолжение
№ п/п Наименование К оэффициенты
а m а а0 = — m
11 Стальные воронки и стальные балки днищ в железобетонных и сталь- ных силосах для всех видрв сы- пучих материалов, кроме указан- ных в п. 5 2 0,8 2,5
Примечания: I. При расчете давлений сыпучих ма-
териалов за высоту стенок силосов принимается высота Н
от верха воронки или забуткй до надсилосного перекрытия
(рис. 70).
2. В стенках силосов от верха плиты днища (см. рис. 70)
до верха забутки принимается та же .горизонтальная арма-
тура, что и непосредственно выше верха забутки.
3. Указанная в п. 1 — 4 высота нижней зоны при высо-
те силосов более 30 м должна быть не менее Н—10 м.
4. При расчете стенок стальных силосов коэффициенты
/л, приведенные в п. 1—4, умножаются на 0,8.
5. При расчете стенок угольных силосов коэффициенты
а и пг в п. 1—4 принимаются равными 1.
6. При толщине забутки меньше 1,5 м значение коэф-
фициента условий работы m определяется по интерполяции
(между 9 и 10).
Рассматривая равновесие элемента засыпки высотой dy на глу-
бине от поверхности сыпучего тела у, можно написать уравнение
проекций всех сил на вертикальную ось:
Рв/ + lFdy — (р"у
+ dPty) F -fplykUdy = 0;
(94)
где Pgy—вертикальное нормативное давление в засыпке на еди-
ницу площади на глубине у\
р»у — горизонтальное нормативное давление на стену силоса
на единицу площади на глубине у\
F и U — соответственно площадь и периметр поперечного сече-
ния силоса, ограниченные внутренней поверхностью стен
силоса, а при наличии внутренних горизонтальных ре-
бер, расположенных не реже чем через 1,2 м по вы-
соте,— площадь и периметр сечения в свету между реб-
рами.
у — глубина засыпки от ее поверхности до рассматривае-
мого сечения;
у — объемный вес засыпки;
f— коэффициент трения засыпки о стенки силоса;
212
Глава XII. Определение нагрузок
fp^yk—сила трения от распора заполнения;
k — отношение горизонтального давления к вертикальному,
условно принятое равным
(95)
здесь ф — угол естественного откоса сыпучего тела (угол внутрен-
него трения).
Преобразуя формулу, получим
Рис. 114. Расчетная схе-
ма для вывода форму-
лы Янсена
1 — поверхность сыпучего
тела
-Рву/
F л
(96)
Интегрируя это выражение и учиты-
вая граничное условие р=0; РвУ=0, бу-
дем иметь
где е — основание натуральных логариф-
мов, и окончательно получим
/ -kf^-\ о (
Pbv = — U —е 'р / = ггх1 ~е р / = (98>
у kf 4 ’ kfyx 7
PrHy G ~ ) = kP*y' (99)
/ kfy \
где _£_(1—е р ) — коэффициент зависания,
kfyх 7
F
р -------гидравлический радиус поперечного се-
чения силоса.
fky
В целях упрощения вычислений при различных значениях —
в табл. 28 приводятся вычисленные величины т).'
Как видно из формул (98) и (99), давления р^у
' н
и ргу не воз-
растают беспредельно с увеличением высоты засыпки, а стремятся
асимптотически к некоторому максимуму, равному при у= оо
„н
Рву
7Р
kf
§ 37. Определение давлений на стенки силосов
21
Таблица 28
Значение коэффициента зависания т] при определении давления
сыпучего материала в силосах
fky р Jky р *1
0,00 1,000 1,65 0,490
0,05 0,975 1,70 0,481
0, ГО 0,950 1,75 0,472
0,15 0,928 1,80 0,463
0,20 0,906 1,85 0,455
0,25 0,885 1,90 0,447
0,30 0,864 1,95 0,439
0,35 0,844 2,00 0,432
0,40 0,824 2,05 0,425
0,45 0,805 2,10 0,418
0,50 0,786 2,15 0,411
0,55 0,769 2,20 0,404
0,60 0,752 2,25 0,397
0,65 0,735 2,30 0,391
0,70 0,719 2,35 0,385
0,75 0,703 2,40 0,379
0,80 0,688 2,45 0,373
0,85 0,673 2,50 0,367
0,90 0,659 2,55 0,361
0,95 0,645 2,60 0,355
1,00 0,632 2,65 0,350
2,70 0,345
1,05 0,619 2,75 0,340
1,10 0,606 2,80 0,335
1,15 0,594 2,85 0,330
1,20 0,582 2,90 0,326
1,25 0,571 2,95, 0,322
1,30 0,560 3,00 0,318
1,35 0,549 3,50 0,276
1,40 0,538 4,00 0,248
1,45 0,528 4,50 0,219
1,50 0,518 5,00 0,198 -
1,55 0,508 6,00 0,167
1,60 0,499 7,00 0,142
8,00 0,125
9,00 0,111
10,00 0,100
214
Глава XII. Определение нагрузок
Вертикальное нормативное давление , передающееся через тре-
ние о стенки силосов, определяется по формуле
Р"у = /Ргу-
(100)
Давление в засыпке, находящейся в пределах воронки силоса,
определяется по формулам (98) и (99), причем уменьшение попе-
речных размеров силоса в пределах воронки не учитывается и при-
нимается полная глубина от поверхности засыпки до рассматривае-
мого сечения. Нормативное нормальное давление сыпучего тела на
наклонную поверхность днища определяется по формуле
Рон = «оРвУ> (101>
где т0 = cos2 аk sin2 а, (102)
здесь а — угол наклона поверхности днища (в конических дни-
щах — образующей) к горизонту.
Нормативной давление сыпучего материала, касательное к на-
клонной поверхности днища определяется по формуле
р?у = тоРву (ЮЗ)
где m'Q = (1 — k) sin a cos а.
Значения т0 и т0' даны в табл. 2—4 приложения.
§ 38. Расчетные нагрузки, коэффициенты перегрузки,
коэффициенты, учитывающие дополнительные (местные)
давления сыпучего материала, коэффициенты условий
работы конструкций
Основные расчетные давления от сыпучих материалов, а также
расчетная нагрузка от собственного веса этих материалов опреде-
ляются путем умножения величин основных нормативных давлений,,
и нормативных нагрузок на коэффициент перегрузки п=1,3.
При расчете на сжатие нижней зоны стенок силосов колонн
подсилосного этажа и при расчете фундаментных плит силосов рас-
четная нагрузка от веса сыпучих материалов, определенная выше,
уменьшается умножением на коэффициент 0,9. Нагрузку от веса
оборудования, людей, снега, ветра и пр. и коэффициенты перегрузок
для них следует учитывать в соответствии с указаниями СНиП
П-А.11-62. При этом коэффициент перегрузки для ветровой нагрузки
принимается равным 1,3, а аэродинамический коэффициент для
одиночных силосов принимается С=1 и для сблокированных силосов
С=1,4.
Ветровая нагрузка включается в основное сочетание нагрузок.
При определений' усилий стенках и днищах силосов помимо
основных давлений от сыпучих материалов, определяемых по фор-
мулам (98)—(101), (103), как было сказано выше, должны учиты-
ваться дополнительные (местные) давления.
§ 38. Расчетные нагрузки, коэффициенты перегрузки 215
Эти дополнительные давления учитываются путем введения
в формулы при определении усилий поправочного коэффициента а.
Значения поправочного коэффициента а объясняются тем, что во
многих силосах, рассчитанных по формулам Янсена, в процессе экс-
плуатации обнаружились трещины в стенках. Это указывает на не-
обходимость учитывать в элементах силосов большие усилия, чем
это принято по Янсену.
На протяжении ряда лет в некоторых странах ведутся иссле-
дования по изучению давления сыпучих тел на стенки силоса. Как
уже выяснилось, даже в состоянии покоя фактическое давление за-
сыпки на стенки силоса больше величины, вычисленной по формуле
Янсена. При разгрузке это давление значительно возрастает.
На основании многих исследований разработаны указания по
учету эксплуатационных нагрузок при проектировании силосов, в ко-
торых приводятся значения поправочного коэффициента а к. фор-
муле Янсена (см. табл. 27). Там же приведены коэффициенту усло-
вий работы конструкций т.
Следует отметить, что несмотря на произведенные исследования
и вышеприведенные рекомендации в области определения давлений
на стенки силоса в процессе их разгрузки, вопрос этот еще недо-
статочно изучен.
В силу этого для определения. усилий в стенках силосов от гори-
зонтального давления сыпучих материалов с учетом динамики сыпу-
чей массы при выгрузке и других сопутствующих явлениях: нерав-
номерности распределения давлений по периметру силоса, динамики
движения массы сыпучего материала, температурного воздействия,
влияния пневматической системы выпуска — целесообразно ввиду
отсутствия более точных рекомендаций временное сохранение суще-
ствующей методики. В ней давление определяется по формулам
Янсена с учетом поправочного коэффициента а, учитывающего
дополнительные местные давления сыпучего материала и ш — коэф-
фициента условий работы конструкций силосов.
Однако коэффициент а является условным и фактически зави-
сит от условия работы конструкции; в то же время коэффициент
условия работы tn также является условным и достаточно неопре-
деленной величиной и по существу представляет собой поправку
к коэффициенту а. Очевидно, целесообразно объединить эти два
коэффициента в один.
В табл. 27 приведены отдельно значения коэффициентов а и т,
а
а также общий поправочный коэффициент а0, численно равный —.
/П
Применение единого коэффициента является более легким и про-
стым, так как применение двух коэффициентов усложняет расчет
и ведет к ошибкам. Коэффициент а0 вводится в формулы при оп-
ределении усилий.
В дальнейшем при определении усилий от давления сыпучего
материала в стенках и днищах силосов использован единый попра-
вочный коэффициент а0.
Для некоторых материалов, вытекающих из силосов без побу-
дительных устройств, в частности для зерна, в целях снижения дав-
ления на стенки силосов в силосную ячейку могут быть встроены
216
Глава XII. Определение нагрузок
специальные трубы с отверстиями, действующие таким образом, что
при опорожнении силоса приходит в движение не все ’его содер-
жимое, а верхние слои. В этом случае давления, возникающие при
опорожнении силоса могут приниматься равными величине, опрёде-
ленной по формуле Янсена без поправочных коэффициентов а.
В последние годы при строительстве зерновых элеваторов
в практику строительства в СССР начали внедряться различные
предложения, обеспечивающие снижение горизонтального давления
на стенки силосов.
В 1949—1951 гг. инженер В. С. Ким впервые в Советском
Союзе осуществил установку дырчатых труб, которые обеспечивали
течение зерна только внутри ?рубы; поток зерна в трубе питается
верхним слоем, а вся остальная масса зерна в силосе остается в по-
кое. При этих условиях приборы не показывают увеличения дав-
ления зерна на стенки силоса при выпуске.
В дальнейшем В. С. Ким предложил взамен дырчатых труб ис-
пользовать звездочки с отверстиями в их стенах (см. рис. 72)
В 1962 г. сдан в эксплуатацию силосный корпус с силосами диамет-
ром 3 м элеватора при комбикормовом заводе в г. Болшево. В этом
корпусе выпуск зерна осуществлен через смежные звездочки с
целью снижения давления для всех наружных силосов. Замеренные
горизонтальные давления зерна на стенках наружного силоса при
выпуске полностью подтвердили опыты В. С. Кима. Продолжение
этих экспериментов при измерении давлений на стенки круглого
силоса диаметром 6 м на зерновом элеваторе также подтвердили это
положение.
Ряд силосных корпусов для хранения зерна с выпуском- его
через среднюю дырчатую трубу осуществлен во Франции и описан
М. Реймбертом.
Объемные веса, углы естественного откоса (углы внутреннего
трения) и коэффициенты трения сыпучих материалов изменяются
в зависимости от различных факторов, что приводит к большому
количеству указанных характеристик. В то же время на практике
силосы могут быть использованы для группы различных сыпучих
материалов, вследствие чего при расчете конструкций принимаются
характристики того сыпучего материала, который дает максималь-
ные расчетные усилия. Например, при расчете зерновых силосов
принята характеристика самого тяжелого зерна — пшеницы, благо-
даря чему запроектированные силосные склады годятся для всех
видов зерна. Это приводит к унификации силосных сооружений,
значительно упрощает проектирование типовых силосных конструк-
ций, облегчает расчеты, проектирование и позволяет во многих слу-
чаях избежать ошибок.
В связи с этим в указаниях по проектированию силосов для
сыпучих материалов произведена группировка сыпучих материалов
с целью получения минимального количества групп.
Нормативные объемные веса приняты в пределах от 250 до
4000 кг/ти3. Углы естественного откоса приняты через 5° от 15 до
45°. Коэффициенты трения приняты через 0,1 от 0,2 до 0,5. Это по-
зволило все наиболее распространенные сыпучие материалы сгруп-
пировать в минимальное количество групп, к которым и следует
привязывать все сыпучие материалы.
§ 38. Расчетные нагрузки, коэффициенты перегрузки
217
Таблица 29
Унифицированные значения основных характеристик
сыпучих материалов
Наименование материалов Нормативный объем- ный вес в кг/м3 Угол естественного от- коса (угол внутреннего трения) в град Коэффициенты трения •
по бетону по металлу
Строительные материалы
Опилки древесные воздушно-су-
хие 250 35 0,5 0,3
Известь обожженная мелкая . . 900 35 0,5 0,3
» гашеная в порошке . . 700 35 0,5 0,3
Глинозем, мергель 1250 30 0,5 0,3
Известь обожженная крупная . . 1200 35 0,5 0,3
Шлак 1200 30 0,5 >0,3
Мел дробленый . Гипс кусковой, известняк дроб- 1400 40 0,5 0,3
леный 1600 35 0,5 0,3
Глина сухая, клинкер цемент-
ный, песок сухой, цемент . . . Гравий сухой, гравий мокрый, 1600 30 0,6 0,3
камень тяжелый, щебень . . . Глина влажная, глина мокрая, 2000 30 0,5 0,5
песок, насыщенный водой . . . 2000 20 0,3 0,2
Химические материалы *
Сода кальцинированная .... Карналлит, фтористый алюми- 600 40 0,3 0,3
ний, криолит Сульфат аммония 1000 35 0,5 0,3
900 40 0,5 0,3
Фтористый аммоний 900 30 0,5 0,3
Селитра 1200 40 0,5 0,3
Карбид 900 30 0,5 0,3
Нефелиновый концентрат . . ; . 1500 35 0,5 0,3
Фосфоритная мука 1600 40 0,5 0,3
Магнезитовый порошок 1800 35 0,5 0,3
'Апатитовый концентрат .... 2000 40 0,5 0,3
218
Глава XII. Определение нагрузок
П родолжение
Наименование материалов Нормативный объем- ный вес в кг!м? Угол естественного от- коса (угол внутреннего трения) в град Коэффициенты трения
по бетону по металлу
Угли и руды
Кокс 600 40 0,8 0,5
Торф 600 35 0,8 0,5
Уголь бурый 800 35 0,5 0,3
» антрацит, уголь камен- 1000 0,3
ный, сланцы горючие Угольная пыль нормальной влаж- 35 0,5
ности . 800 55 * *
Агломерат железной руды, бу-
рый железняк, марганцевая руда . . ; 2000 40 * *
Красный железняк 2600 40 * *
Магнитный железняк 3400 40 * * -
Штейн свинцовый 4000 40 * *
Зерно, продукты мукомольного крупяного и комбикормового производства • Зерно (пшеница, рожь, ячмень, овес, кукуруза в зерне и т. д.) бобовые семена, крупа, зерно- вое сырье комбикормовых за- •
водов, гранулированные ком- бикорма 800 25 0,4 0,4
Комбикорма всех видов (кроме 0,4 . 0,4
гранулированных), подсолнух 550 30
Кукуруза в початках 450 30 0,4 0,4
Мука (пшеничная, ржаная и др.) 600 40 0,3 0,3
Отруби разные 400 40 0,3 0,3
Сахарный песок 1000 35 * *
Картофель 750 30 * *
* По данным исследований.
<j> 39. Расчет стенок круглых силосов без предварит, напряж. 219
Унифицированные значения объемных весов у, коэффициентов
трения f сыпучего материала о стенку силосов, углов естественного
откоса (углов внутреннего трения) ф сыпучего тела для наиболее
распространенных сыпучих материалов могут приниматься по дан-
ным табл. 29.
Для материалов, н£ включенных в .табл. 29, следует принимать
на основе опытных данных ближайшие к приведенным унифициро-
ванным значениям.
Глава XIII
РАСЧЕТ СТЕНОК СИЛОСОВ
§ 39. Расчет стенок круглых силосов
без предварительного напряжения
Стены железобетонных силосов как монолитных, так и «сборных
рекомендуется проектировать безребристой конструкции с гладкой
поверхностью преимущественно из сборных железобетонных эле-
ментов заводского изготовления. При выполнении силосов в моно-
литном железобетоне они должны возводиться преимущественно
в скользящей или переставной опалубке. Из-за сложности создания
предварительного напряжения в сблокированных силосах (монолит-
ных и сборных) рекомейдуется проектировать их без применения
предварительного напряжения арматуры. При строительстве одиноч-
ных силосов рекомендуется применять напряженное армирование их
высокопрочной проволокой, осуществляемое намоточными машинами.
Стенки силосов находятся под действием горизонтального дав-
ления засыпки, вертикального усилия от собственного веса кон-
струкций, сил трения, передающих от засыпки на .стенки, а также
снеговой, ветровой и других полезных нагрузок.
Расчет стенок силосов производится раздельно на горизонталь-
ные и вертикальные нагрузки. Под воздействием радиального дав-
ления от засыпки в стенках силосов возникают растягивающие уси-
лия и изгибающие моменты. В стенках круглых силосов они дей-
ствуют, как в замкнутом цилиндре от неравномерного давления
засыпки. В силосах, засыпаемых горячим материалом, например це-
ментом, вследствие разности температур наружных и внутренних
поверхностей в стенках также появляются изгибающие моменты.
Расчет стенок на прочность
Неравномерность распределения горизонтального давления за-
сыпки по периметру поперечного сечения силоса может быть разно-
образной и практически не может быть точно определена. Исходя
220
Глава XIII. Расчет стенок, силосов
из этого, считают, что радиальное давление от засыпки на любом
уровне стенки равномерно распределяется по периметру поперечного
сечения.
Неравномерность распределения давления по периметру попереч-
ного сечения, температурные воздействия, обрушение материала и
другие факторы учитываются введением коэффициента а0. В таком
случае горизонтальное давление вызывает в стенках круглого силоса
только усилия растяжения. Зависимость между горизонтальным дав-
лением и растягивающим кольцевым усилием на единицу вы-
соты стенки можно получить из условия равновесия между внут-
ренними усилиями и внешним давлением
Л,р _ й0"РгУР г
2
(104)
где № — расчетное растягивающее усилие на единицу высоты
стенки в т;
pfy —горизонтальное нормативное давление сыпучего мате-
риала на уровне у от верха силоса в т/ж2;
а0 — поправочный коэффициент, принимаемый по табл. 27;
п — коэффициент перегрузки, равный 1,3;
D — внутренний диаметр силоса в м.
Растягивающее усилие должно быть полностью воспринято ар-
матурой без учета работы бетона на растяжение. Сечение арма-
туры Га на участке высотой, равной единице, находим по формуле
Fa = — > (105)
где Р& — расчетное сопротивление арматуры в кГ!см2.
Определение толщины стенки круглых силосов
В процессе эксплуатации в стенках силосов малой толщины ча-
сто наблюдаются случаи образования трещин, поэтому необходимо
задаваться некоторой минимальной толщиной стенок. Толщину сте-
нок силосов рекомендуется определять из расчета по образованию
трещин и принимать не менее
7УН — 300Fa
1007?т/Пб
(106)
где № — растягивающее усилие в кГ!м, определенное при давле-
нии, полученном по формуле Янсена от нормативной на-
грузки
7VH =
(Ю7)
2
§ 39. Расчет стенок круглых силосов без предварит, напряж. 221
а+2к+28
—>
Рис. 115. Опирание стенки
силоса на капитель колонны
через плиту днища
1 — колонны с капителью; 2 —
плита днища; 3 — стены наруж-
ного силоса (заштрихована рас-
четная площадь опирания стены
силоса на плиту днища)
те — коэффициент, условий работы бетона, принимаемый рав-
ным для сборных силосов 1,1, для монолитных силосов,
возводимых в скользящей или переставной опалубке, 0,9;
Rt — расчетное сопротивление бетона на растяжение при про-
верке по раскрытию трещин в кГ/сж2;
Га — площадь поперечного сечения кольцевой арматуры на 1 м
высоты стенки в см2\
б — толщина стенки силоса в см.
Независимо от расчета, учитывающего образование трещин,
толщину стенок силосов, возводимых в подвижной (скользящей)
опалубке, рекомендуется принимать
при диаметре силосов 6 м не ме-
нее 18 см, при диаметре 12, 15, 18
и 24 м — не менее 24 см. Это ог-
раничение толщины стенок не рас-
пространяется на сборные силосы и
силосы, возводимые в других видах
опалубки.
Расчетное вертикальное сжимаю-
щее усилие в стенке силоса выше
днища от веса с’ыпучего материала,
которое передается через трение, оп-
ределяемся по формуле
Му = пр (w— />"?), (108)
где Ny— расчетное вертикальное
сжимающее усилие хна еди-
ницу длины стенки по пери-
метру горизонтального се-
чения силоса на высоте у*
На это сжимающей усилие должны
быть проверены стенки силоса.
Максимальное напряжение сжатия в стенках силосов следует
определять в месте опирания стен на плиту днища, на балки или
на фундаментную плиту; при этом сжимающие усилия определяются
как сумма нагрузок, расположенных ниже рассматриваемых сечений,
включая максимальное расчетное реактивное давление грунта на
фундаментную плиту. При опирании стен силосов на плиту днища
или на балки следует считать, что напряжения сжатия распреде-
ляются равномерно по площади опирания.
Длину опирания стены силоса на плиту днища следует прини-
мать равной длице капители плюс удвоенная толщина днища (рис.
115), но не более ширины колонны плюс удвоенная высота капите-
ли и удвоенная толщина плиты днища; при определении длины
опирания стены силоса на балку взамен толщины плиты днища сле-
дует брать высоту балки.
Напряжение сжатия в стенках силосов, опирающихся непосред-
ственно на фундаментную плиту и имеющих проемы для прохода
транспортеров и т. п., следует определять без учета проемов.
* Остальные обозначения приведены в формулах (98) и (99).
222
Глава XIII. Расчет стенок силосов
Дополнительные напряжения сжатия в стенках силоса в области
проемов следует определять, исходя из предположения, что сжимаю-
щие усилия, приходящиеся на стену силоса в пределах проема, пе-
редаются равномерно на примыкающие к проему стены на длину не
более 50 см от проема.
§ 40. Расчет стенок предварительно напряженных
круглых силосов
Расчет стенок на прочность
В силосах, круглой формы действуют в основном только растя-
гивающие усилия, воспринимаемые арматурой. В обычных силосах
для предотвращения появления открытых трещин в бетоне нужно
ограничить напряжения стали или увеличить толщину стенок. При
больших напряжениях, а следовательно, и удлинении стали может
возникнуть деформация, которая вызовет напряжения, превосхо-
дящие величину сопротивления бетона растяжению, и тогда в бетоне
появятся трещины.
По этой причине силосы целесообразно возводить с предвари-
тельным напряжением по внешнему периметру, при этом бётон по-
лучит напряжение сжатия. При надлежащей величине этого напря-
жения бетон в процессе эксплуатации никогда не будет растянут.
Размеры сечений предварительно напряженных стенок круглых си-
лосов ^обычно назначаются минимальными, исходя из условий про-
изводства работ.
Стенки предварительно напряженных силосов рассчитывают на
прочность как центрально растянутые элементы, где все усилия вос-
принимаются арматурой. Сечение арматуры определяют по формуле
согласно СНиП П-В. 1-62.
< tfaHFH + tfaFa, (109)
где № — расчетное растягивающее усилие (кольцевое), определяе-
мое по формуле (104); -
Fn — площадь сечения напрягаемой арматуры;
Ган — расчетное сопротивление напрягаемой арматуры;
Га — площадь сечения ненапрягаемой арматуры;
Га — расчетное сопротивление ненапрягаемой арматуры.
В формуле учитываются две марки стали; при выполнении ар-
матуры из большего числа марок каждую из них вводят в расчет со
своим расчетным сопротивлением. Когда ненапряженная арматура
отсутствует, формула (109) принимает вид
№ < RaaFH. (ПО)
Отсюда требуемая площадь напрягаемой арматуры
Р _ 7Vp
Ган
(111)
§ 40. Расчет стенок предварит, напряженных, круглых силосов 223
При наличии ненапряженной кольцевой арматуры, учитываемой
в работе, площадь напрягаемой арматуры определяется по формуле
—
Np~RaFa
^ан
(112)
Помимо расчета стенок силоса на прочность, необходимо рас-
считывать их на трещиностойкость, т. е. выбором величины пред-
варительного напряжения, арматуры и, следовательно, обжатия при
этом бетона предупредить появление трещин в стенках под воздей-
ствием эксплуатационных нагрузок.
Когда стенки силоса возводятся из монолитного железобетона
или собираются из цельных колец, при определении трещиностой-
кости учитывают сопротивление растяжению бетона стенок и нена-
прягаемой арматуры, устанавливаемой в процессе- возведения си-
лосной банки или отдельных колец.
При возведении силосов из сборных элементов с вертикальными
стыками, заполняемыми цементным раствором, или^ без заполнения
стыков в процессе сборки сопротивление бетона стенок растяжению
не учитывается. Сопротивление растягивающим усилиям горизон-
тальной ненапрягаемой арматуры учитывается только в тех случаях,
когда в швах застыкована по равнопрочности арматура всех смеж-
ных элементов.
При определении установившегося предварительного напряже-
ния арматуры, вызывающего обжатие бетона, учитываются потери
напряжения в арматуре, возникающие вследствие усадки и ползуче-
сти бетона, релаксации напряжения в стали, обжатия анкерных эле-
ментов, потери за счет трения арматуры о бетон по контуру си-
лоса и др.
Расчет стенок на трещиностойкость
При применении проволоки с нормативным сопротивлением бо-
лее 10 000 кГ!см2 образование трещин не допускается вследствие
возможности коррозии проволоки сравнительно малых диаметров и
в связи с зрим снижения прочности конструкции. Такие конструк-
ции должны рассчитываться по образованию трещин, как конструк-
ции 2-й категории трещиностойкости в ' соответствии с таб|Л. 9.
СНиП П-В.1-62.
Для стенок силосов, возводимых из монолитного железобетона
или из кольцевых (цельных) сборных элементов, расчет произво-
дится по СНиП П-В. 1-62 из условия
ЛГр< NTt
NT = RTF + (300 — оа) Fa + (300 + mTaon) (ИЗ)
Для сборных железобетонных силосов, собираемых из верти-'
кальных элементов без стыкования арматуры в вертикальных швах,
Nt = /Итаоп^н» (И 4)
где № —расчетное горизонтальное растягивающее усилие, опреде-
ленное по формуле (104);
224
Глава XIII. Расчет стенок силосйв
Рт — расчетное сопротивление бетона растяжению при расчете
предварительно напряженных элементов по образованию
трещин;
F — площадь поперечного сечения бетона;
аа — сжимающее напряжение в ненапрягаемой арматуре;
Поп — напряжение в предварительно напрягаемой арматуре
с учетом потерь;'
300 — приращение напряжения в арматуре в кГ/см2, отвечаю-
щее предельной относительной растяжимости бетона;
Fa — пдощадь поперечного сечения ненапрягаемой арматуры;
FH — площадь поперечного сечения напрягаемой арматуры;
/Пт — коэффициент точности предварительного напряжения ар-
матуры, равный 0,9.
Определение величины предварительного' напряжения в арматуре
Величина предварительного контролируемого напряжения в ар-
матуре до проявления потерь, как правило, должна быть для про-
волочной арматуры не более 0,65/?”,хно не менее 0,4/?” ; для
стержневой арматуры не более 0,9/?” (R^ —нормативное сопро-
тивление арматуры).
Величина наибольшего напряжения в арматуре может быть по-
вышена для арматуры из проволоки до 0,75/?” и для стержневой
арматуры до /?” в следующих случаях: при временной перетяжке
арматуры с целью повышения ее предела пропорциональности или
уменьшения потерь от релаксации напряжений; при компенсации
потерь от релаксации напряжений или неодновременного натяжения
арматуры, от трения арматуры о стенки каналов и поверхности
бетона, а также от температурного перепада между натянутой ар-
матурой и устройствами, воспринимающими усилия ее натяжения.
При натяжении арматуры термическим способом максимальная
температура ее нагрева, как правило, не должна превышать для
стержневой арматуры 350°, а для проволочной 300°.
При подтверждении опытами и соблюдении режимов нагрева,
выполняемых по отдельным нормативным документам, температура
нагрева арматуры может быть повышена.
При натяжении арматуры на бетон значения потерь предвари-
тельного напряжения сгп в арматуре стенок силосов от усадки тя-
желого бетона принимаются ani=300 кГ{см2.
В конструкциях стенок силосов, подвергаемых для ускорения
твердения бетона пропариванию или прогреву, потери за счет усадки
бетона принимаются crni=400 кГ/см2.
Потери от ползучести тяжелого бетона
QilbkEaR
СТП2 — ТТ-------
Fg/?o
аб Н" .3/? о
0,5
(И5)
В конструкциях стенок силосов, подвергаемых для ускорения
твердения бетона пропариванию или прогреву, потери за счет пол-
§ 40. Расчет стенок предварит, напряженных круглых силосов 225
зучести бетона определяются по формуле
kE&R О П / л К
аП2 — сб + 3/?0 I ---0,5
£бЯо V?o
(116)
где k = 1 при применении арматуры из высокопрочной арматурной
проволоки и изделий из нее (пряди, пучки, канаты);
k = 0,8 при применении других видов арматуры;
Еб — модуль упругости бетона, соответствующий его проектной
марке;
R — проектная марка бетона по прочности на сжатие (кубико-
вая прочность бетона);
/?о — кубиковая прочность к моменту передачи на бетон пред-
варительного напряжения;
Об — предварительное напряжение в бетоне до проявления по-
терь, происходящих после обжатия бетона.
Для конструкций силосов, предназначенных к эксплуатации
в сухом и жарком климате (например, в районах средней Азии),
потери от усадки и ползучести бетона должны увеличиваться на 30%.
Для стенок силосов, как правило, Об<0,57?о-* Натяжение ар-
матуры производится, когда кубиковая прочность бетона равна
марке бетона, тогда R=Rq. Обычно применяется бетон марки 200,
арматура — из холоднотянутой проволоки (при этом &=1).
В этом случае потери напряжений в арматуре от ползучести
бетона для стенок силоса выразятся формулой
СТП2 —
0,75-1-1 800 000(76
265 000
= 5,09аб«
(117)
Величина Об вычисляется, как напряжение в приведенном сече-
нии бетона, возникающее от предварительного напряжения, до про-
явления потерь, происходящих после обжатия бетона.
Величина потерь напряжений в арматуре, происходящих до об-
жатия бетона, зависит от степени обжатия анкерных устройств и
трения арматуры о стенки круглого силоса и равна
V’+ 3П5-
При осуществлении предварительного напряжения с помощью
навивочной машины ни тех, ни других потерь не наблюдается, по-
этому напряжение в бетоне может быть определено по формуле
(118)
* Значения в круглых скобках принимаются равными нулю при
Об < Оэ5/?о-
226
Глава XIII. Расчет стенок силосов
При натяжении пучковой или прядевой арматуры, а также от-
дельных стержней величина Об определяется по формуле
(а — а л — а Л F
\ О п4 п5/ н
(119)
Л>п = 100S + ~~~'Fa + ^-.Fa, (120)
Еб Еб
Г- f v
где Гн — площадь поперечного сечения напрягаемой арматуры на
1 м высоты стенки в см2\
F& — площадь поперечного сечения ненапрягаемой арматуры
на 1 м высоты стенки в см2 (застыкованной по всему
кольцу);
Fqh — площадь приведенного поперечного сечения стенки си-
лоса с учетом напрягаемой и ненапрягаемой арматуры
в см2-,
б — толщина стенки силоса.
Потери напряжений от релаксации арматуры:
а) для высокопрочной арматурной проволоки и прядей опре-
деляется по формуле
Опз=(°.27^-0.1) V
(121)
б) для горячекатанной арматурной стали класса A-IV
СпЗ
о
0,27
*аН
°’4о0’
(122)
где Оо — контролируемое напряжение в напрягаемой арматуре до
проявления потерь с учетом коэффициента точности натя-
жения /пт=0,9.
Если вычисленные по формулам (121), (122) значения потерь
оказываются отрицательными, то следует принимать их равными
нулю.
Для горячекатанной арматурной стали классов A-I, А-П и A-III,
а также для арматурной стали классов А-Пв и А-Шв, упрочненной
вытяжкой до натяжения арматуры, потери от релаксации напряже-
ний не учитываются (принимаются равными нулю).
Потери напряжений в предварительно напряженной арматуре
за счет деформации анкеров (обжатие шайб или прокладок, распо-
ложенных между анкерами и бетоном элемента), равной Л1 = 1 мм
на каждый анкер, и деформации колодок с пробками для пучковой
арматуры, анкерных гаек или захватов для стержневой арматуры,
равной Ха= 1 мм на каждый анкер или захват, определяются по фор-
муле
+ <|В*
где I — длина натягиваемого пучка или стержня в мм.
§ 40. Расчет стенок предварит, напряженных круглых силосов 227
При применении анкеров в виде плотно завинчиваемых гаек или
клиновых шайб, устанавливаемых между анкером и элементом либо
между захватом и упорным устройством, потери за счет обжатия
гаек и шайб могут не учитываться, т. e.Xi=0.
При определении потерь предварительного напряжения в кон-
струкциях стенок силосов, собираемых из блоков, деформация каж-
дого шва между блоками принимается:
а) для стыков, заполненных бетоном или раствором, 1 мм;
б) при стыковании блоков насухо, торцы которых при изготов-
лении были смежными и отделялись плоской прокладкой постоянной
толщины, 0,5 мм.
Рис. 116. Схема изменения усилий в напрягаемой ар-
матуре криволинейного очертания при ее трении о по-
верхности канала или бетона конструкции
/ — натяжное устройство; 2 — анкер; 3 — место, где опреде-
ляются потери
При соответствующем обосновании допускается отклонение от
указанного требования.
Потери напряжений в предварительно напряженной арматуре
за счет трения пучков, прядей или стержней гладких и периодиче-
ского профиля о стенки каналов на криволинейных участках (рис.
116) определяются по формуле
G е = <?
п5 О
(124)
где о0 — контролируемое предварительное напряжение арматуры до
проявления потерь;
р, — коэффициент трения арматуры о стенки силоса, определяе-
мый по СНиП П-В.1-62, табл. 15, § 5.15;
0 — центральный угол дуги соприкасания арматуры на криво-
линейном участке канала в рад.
При натяжении арматуры карусельной навивочной машиной
трение отсутствует, следовательно, <Тп5=0.
Снижение начального напряжения. Если предва-
рительное обжатие бетона силоса создается натяжением навиваемой
на него проволоки, то напряжение в ранее натянутой проволоке
после окончания навивки будет несколько ниже. Это явление про-
исходит в результате обжатия бетона последующими, расположен-
ными выше, витками проволоки. При навивке последующего вигка
228
Глава XIII. Расчет стенок силосов
стенка силоса получает добавочное радиальное смещение внутрь,
вследствие чего напряжение в предыдущем витке несколько умень-
шается. Таким образом, каждый последующий виток снижает на-
чальное напряжение в предыдущих. Снижение напряжения в любом
витке прекратится, когда навивка будет производиться выше линии,
за пределами которой усилия, приложенные к оболочке, перестанут
сказываться на деформации рассматриваемого контура.
Приближенно величину потерь напряжения в проволоке можно
определить по формулам, рекомендуемым А. М. Овечкиным. Для
нижнего контура цилиндра, с которого началась навивка,
1,57пр.
°пв = °о ~ . - •
1 + 1,18п|л
Для среднего участка цилиндра
0,5пр.
апв — °о . , _ _— »
1 “I- 0,5п|л
где п = ,
Еб
р, — отношение площади арматуры к площади бетона;
Go — контролируемое напряжение в предварительно напряжен-
ной проволоке.
Как видно из формул, при малых количествах арматуры вели-
чина потерь оказывается незначительной.
(125)
(126)
§ 41. Определение изгибающих моментов в вертикальной
плоскости стенок предварительно напряженных силосов
По мере навивки предварительно напряженной спирально рас-
полагаемой арматуры в местах, где навивка уже произведена, диа-
метр силоса уменьшается за счет обжатия бетона, в то время как
в необжатой части диаметр силоса не меняется (рис. 117).
В местах стыка обжатой и необжатой части стенки силоса
в вертикальной- плоскости возникают изгибающие моменты. То же
происходит при натяжении отдельными стержнями или пучками.
Если изгибающий момент не может быть воспринят сечением бе-
тона, для предупреждения появления трещин в процессе натяжения
должна быть установлена специальная вертикальная арматура.
Величина изгибающего момента при натяжении отдельными про-
волоками или пучками может быть определена по формулам С. П. Ти-
мошенко как для случая изгиба цилиндрической оболочки под на-
грузкой, равномерно распределенной по круговому сечению. Когда
нагрузка приложена достаточно далеко от концов (рис. 118), из-
гибающий момент в любом сечении может быть определен по фор-
муле
М = (127)
4?
где р — радиальная нагрузка на 1 м;
ф— числа, вычисленные Н. Циммерманом в зависимости отзна-
§ 41. Определение изгибающих моментов
229
чения fix, приведены в табл. 28 при-
ложения;
здесь р, — коэффициент поперечной
деформации (Пуассона),
принимаемый для бетона
равным —i < '*?. :
6
х — расстояние от места при-
ложения нагрузки^ до рас-
сматриваемого сечения;
г — радиус силоса;
д — толщина стенки силоса.
Если расстояние между стерж-
нями или пучками более величины
2к
Рис. 117. Схема деформа-
ций силоса в процессе на-
вивки спиральной предвари-
тельно напряженной про-
волоки
1 — напряженный участок си-
лоса; 2 — ненапряженный уча-
сток силоса
, то смежные стержни не оказы-
вают влияния на величину изгибаю-
щего момента под рассматриваемой
равномерно распределенной по попе-
речному*' сечению нагрузкой. В этом
случае максимальный изгибающий
момент будет равен
Ма =
(128)
Рис. 118’. Эпюра изгибаю-
щих моментов в силосе при
приложении равномерной
нагрузки по периметру
Если расстояние между стерж-
2л
нями иЛи пучками менее -у» тогда
2Итах следует определять по форму-
ле (127). При навивке арматуры ма-
шины предварительное - напряжение
создает равномерную нагрузку ин-
тенсивностью q по длине / цилиндра.
Так как изгиб носит местный
характер, для сечения а — а навив-
ка окажет влияние на сравнительно
небольшом участке от рассматривае-
мого .сечения (рис. 119). Если на-
вивка арматуры происходит только
на участке
тогда зна-
Рис. 119. Невыгодный
вариант загружения для
сечения а — а силоса
при навивке проволоки
снизу
чение нормативного изгибающего мо-
мента в сечении а — а будет
Л1а = 0,0952V &, (129)
где N=qr — кольцевое сжимающее
усилие в бетонном сердечнике.
Р
4₽ '
230
Глава XIII. Расчет стенок силосов
Значение нормативного изгибающего момента в сечении а — а,
если считать, что навивка проволоки производится равномерно с од-
ного конца, может быть определено по формулам для сечения на
тс
расстоянии от свободного конца: , Ма= 0,062V&, а для всех
остальных сечений
Ma = 0,0476MB.
(130)
Кован (15] рекомендует во избежание появления трещин перед
навивкой арматуры на сердечник создавать предварительное напря-
/ Т \
жение в вертикальном направлении силой в --------------------1
" \ на 1 м окружности/
Т = О,2757о — В/?р, (131)
где То — контролируемое кольцевое напряжение предварительно на-
пряженной проволоки или стержня (пучка) в момент об-
жатия бетона на единицу высоты силоса в т;
д — толщина бетонной стенки в м\
Рр — допустимое напряжение на растяжение бетона в процессе
создания предварительного напряжения в т)м2.
Значение Т должно быть увеличено на величину возможных по-
терь напряжения согласно указаниям настоящего раздела. Расчет
стенок силоса на устойчивость в процессе обжатия предварительно
напряженной арматурой не производится.
Различными исследованиями установлено, что потери устойчи-
вости цилиндрического силоса с предварительно напряженной арма-
турой от усилий, возникающих при предварительном напряжении,
не происходит. Поэтому нет необходимости проверять цилиндриче-
ские силосы и кольца на устойчивость в процессе их предваритель-
ного обжатия.
§ 42. Расчет стенок прямоугольных и многогранных силосов
Прямоугольные силосы
Стенки прямоугольных силосов рассчитываются от нормального
давления засыпки на внецентренное растяжение (рис. 120). Нормаль-
ная растягивающая сила определяется по формулам:
усилие в стенке t
= а^а, (132)
2
усилие в стенке а
N. . . (133)
§ 42. Расчет стенок прямоугольных и многогранных силосов 231
где Nb и Na — расчетные растягивающие усилия на единицу высоты
стенки, причем за а или b принимается соответствующий размер
в свету стороны силоса. Изгибающие моменты определяются, как
в горизонтальной плоской раме. В частном случае квадратного се-
чения силоса моменты в стенке определяются как для плиты, защем-
ленной на опорах. При этом пролет / плиты принимается равным
размеру силоса в осях за вычетом
толщины стенки.
Для квадратных силосов расчет-
ный изгибающий момент в пролете,
действующий на полосу шириной
1 м, определяется по формулам:
в пролете
(Ш)
24
и на опоре
12
Рис. 120. Расчетная схема
прямоугольного силоса
Расчетное вертикальное сжимающее усилие Ny в стенке пря-
моугольного силоса выше днища, возникающее от веса сыпучего
тела и передающееся через трение, определяется по формулам:
для наружных стенок
= пр fay — р“у) ,
для средних стенок
Ny= 2np(Tj/— р“у) ,
F
где р = — , как и ранее;
п — коэффициент перегрузки, равный 1,3.
(136)
(137)
Шестиугольные силосы '
Стенки шестиугольных силосов от нормального давления за-
сыпки рассчитываются на внецентренное растяжение (рис. 121). Оп-
ределяется опорное давление в одной грани
тогда нормальная растягивающая сила в стенке-
N = 2V cos 30° —0,866np“y I.
(138)
232
Глава XIII. Расчет стенок силосов
Значение изгибающих моментов может быть определено, как
для защемленной плиты. Изгибающий момент в пролете
24
Рис. 121. Расчетная схема шести-
угольного силоса
и на опоре
(140)
12
Расчетные вертикальные сжимающие силы Ny в стенке выше,
днища, возникающие от веса сыпучего тела и передающиеся через
трение, для наружных стенок
определяются по формуле
^=np(w — > О41)
а для внутренних стенок
N'y= 2пр (fp — р“у) . (142)
Обозначения те же, что и
в формулах (98) и (99).
Изгибающие моменты в
элементах сборных железобе-
тонных квадратных, прямо-
угольных и многоугольных силосов определяются с учетом конструк-
ции узлов сопряжения стенок.
Стенки этих силосов должны быть проверены на прогиб от нор-
мативных нагрузок, который не должен превышать 1/200 пролета.
Стенки силосов с предварительно напряженной арматурой,
имеющей нормативное сопротивление более 10 000 кГ)см\ следует
рассчитывать на образование трещин, как конструкции 2-й категории
трещиностойкости. При этом для круглых силосов расчет следует
производить по формуле
. N < 0,9аопГн, (143)
где Ооп — предварительное напряжение в арматуре с учетом всех
потерь;
FH — площадь сечения предварительно напряженной арматуры;
N — расчетное горизонтальное растягивающее усилие, опреде-
ляемое по формуле (105).
Сборные и монолитные стенки железобетонных силосов без пред-
варительного напряжения должны быть проверены на предельную
ширину раскрытия трещин, равную 0,2 мм, в соответствии со СНиП
П-В.1-62, п. 4.16 и 10.4.
При этом длительно действующее горизонтальное давление на
стенку силоса принимается равным р^у , а кратковременно дей-
ствующее горизонтальное давление равным ргу («о—1).
Для предварительно напряженных конструкций стенок силосов
расчет ширины раскрытия трещин ведется только от кратковременно
действующей нагрузки, равной ЛоРГу •
§ 43. Материалы, применяемые при возведении стенок силосов 233
Глава XIV
КОНСТРУИРОВАНИЕ СТЕНОК СИЛОСОВ
§ 43. Материалы, применяемые при возведении стенок силосов
Для стенок силосов без предварительного напряжения рекомен-
дуется применять бетон следующих марок: для монолитных кон-
струкций не ниже 200, для сборных стен силосов, собираемых из
отдельных элементов, не ниже 300.
Для стенок предварительно напряженных сйлосов применяется
бетон следующих марок: для монолитных конструкций не ниже 200,
причем прочность бетона при его обжатии должна быть не менее
150 кГ!см\ для стенок силасов, собираемых из сборных элементов,
не ниже 300. Прочность бетона при его обжатии должна быть не
менее 200 кГ)см2у марка раствора для защитного слоя арматуры, за-
делки рабочих швов, пазов, гнезд и т. п. должна быть не ниже 200,
а раствора или цементного теста для инъекции каналов также не
менее 200.
Для горизонтальной ненапряженной арматуры стенок силосов
рекомендуется применять сталь класса А-П периодического профиля
с гарантированным пределом текучести 30 кГ)мм2 и пределом проч-
ности 50 кГ)мм2 (ГОСТ 5781—61).
Допускается, как исключение, для верхних участков стенок си-
лосов на протяжении !/з высоты и Для вертикальной арматуры при-
менение круглой гладкой арматуры класса А-I с гарантированным
пределом текучести 24 кГ/мм2 и пределом прочности 38 кГ/мм2
(ГОСТ 5781—61).
Для сварной сетчатой арматуры разрешается применять сталь
A-III периодического профиля с гарантированным пределом текуче-
сти 40 кГ)мм2 и пределом прочности 60 кГ/мм2.
Для напрягаемой арматуры стенок рекомендуется применять:
-а) высокопрочную проволоку гладкую и периодического про-
филя диаметром от 2,5 до 8 мм (ГОСТ 7348'—55 и 8480—57);
б) арматурные пряди и канаты;
в) горячекатанную арматурную сталь периодического профиля
20ХГ2Ц и 20СГСТ класса А-IV при условии обеспечения качества
сварных соединений;
г) арматурную сталь периодического профиля 25Г2С и 35ГС
класса А-III, а также эти же стали, упрочненные вытяжкой, класса
А-Шв. Применение стали 30ХГ2С запрещается.
Силосные корпуса обычно эксплуатируются в условиях откры-
того воздуха или в неотапливаемых зданиях. Поэтому расчетные
зимние температуры для многих районов строительства силосов мо-
гут быть ниже —30°. В этих случаях для армирования силосных
корпусов следует использовать арматурные стали, надежно работаю-
щие в условиях низких температур, руководствуясь при этом СНиП
234 Глава XIV. Конструирование стенок силосов
\
П-В. 1-62 § 2.17 и разъяснениями о применении арматурных сталей
в железобетонных конструкциях, эксплуатируемых при низких тем-
пературах (Бюллетень строительной техники, № 5 и 8, 1963 г.).*
§ 44. Рекомендации по конструированию стенок
монолитных силосов
Стенки силосов, возводимые в подвижной опалубке, должны
быть строго вертикальны и иметь в своем основании горизонтальную
плоскость одного уровня. Желательно, чтобы вся надфундаментная
часть силоса возводилась в скользящей опалубке, так как это зна-
чительно упрощает и ускоряет производство работ.
Стенки монолитных силосов, бетонируемые в подвижной (сколь-
зящей) опалубке, принимаются постоянного сечения по всей высоте
силоса.
На внутренней поверхности стенок силосов, предназначенных
для хранения слеживающихся, зависающих сыпучих материалов (це-
мент, уголь и др.), не рекомендуется устройство выступающих гори-
зонтальных ребер, полок и других деталей, способствующих обра-
зованию сводов и зависаний. Толщина стенок определяется по
расчету. Защитный слой бетона для стенок силосов принимается
равным 25 мм.
Горизонтальная кольцевая арматура назначается по расчету.
Сечение горизонтальной кольцевой арматуры уменьшается от низа
к верху силоса, который разбивается на зоны высотой 4—5 м. Для
каждой зоны определяется необходимое сечение горизонтальной
кольцевой арматуры в зависимости от давления засыпки и размеров
силоса.
Минимальная толщина стенок квадратных силосов с сеткой
3X3 м принимается не менее J6 см.
Толщина стенок круглых силосов должна быть при диаметре
силосов 6 м не менее 18 см,'-ъ при диаметре 12 м и более не менее
24 см.
В местах сопряжения смежных круглых силосов толщина стенки
обычно удваивается. Как указывалось, давление в стенках круглых
силосов по периметру горизонтального сечения распределяется не-
равномерно, и в стенках возникают изгибающие моменты, не учи-
тываемые расчетом. Исходя из этих соображений, в стенках круглых
силосов следует применять, как правило, двойную арматуру, уста-
навливаемую по одному ряду у внутренней и внешней поверхностей
стенки (рис. 122).
Опыт эксплуатации показал, что в круглых силосах диаметром
до 6 м допускается также установка одиночной арматуры:
а) в верхней зоне стенок наружных силосов для зерна на про-
тяжении 4/з их высоты (рис. 123);
* В табл. 29 приложения приведены области применения арма-
туры различных видов в железобетонных конструкциях, эксплуати-
руемых на открытом воздухе и в неотапливаемых зданиях.
§ 44. Рекомендации по конструиров. стенок монолитн. силосов 235
б) по всей высоте стенок внутренних силосов многорядных си-
лосных корпусов (рис. 123,6).
В силосных корпусах с шахматным расположением круглых си-
лосов сечение и шаг горизонтальной арматуры в наружных стенках
звездочек принимаются те же, что и в стенках наружных силосов.
Сварной
kapkbc-
лесенка
Рис. 122. Деталь армирования силоса двой-
ной арматурой
При армировании силосных стенок, выполняемых в подвижных
формах следует применять наиболее простое армирование отдель-
ными стержнями, так как производить установку сложной арматуры
при непрерывном бетонировании трудно.
Рис. 123. Деталь арми-
рования силоса одиноч-
ной арматурой
Рис. 124. Каркас (лесен-
ка) для фиксации поло-4
жения горизонтальной
арматуры
1 — поперечины с загнутыми
концами после укладки го-
• ризонтальной арматуры: 2 —
поперечины до укладки го-
ризонтальной арматуры
Длина отдельных стержней горизонтальной кольцевой арматуры
не должна превышать 6 м. При большей длине трудно протаскивать
стержни в пространстве между бетоном и домкратными стержнями.
Диаметр горизонтальной арматуры круглого и периодического
профилей должен быть не более 16 мм. Шаг стержней горизонталь-
ной арматуры для силосов должен быть не более 200 и не менее
100 мм. Рекомендуется принимать постоянный шаг стержней по всей
высоте силосов.
При ведении работ в подвижной (скользящей) опалубке для
обеспечения проектного положения горизонтальной арматуры, укла-
дываемой в виде отдельных стержней, рекомендуется ставить через
236
Глава XIV. Конструирование стенок силосов
каждые 1—1,5 м жесткие сварные вертикальные безраскосные кар-
касы -из двух вертикальных стержней и горизонтальных поперечин —
так называемые «лесенки». Расстояние между поперечинами должно
быть равно требуемому расстоянию между стержнями горизон-
тальной арматуры. На эти поперечины укладывается и привязы-
вается к каркасу проволокой горизонтальная арматура (рис. 124).
В целях уменьшения ручной вязки арматурных стержней полезно
уменьшить расстояние мейсду вертикальными каркасами (лесен-
ками) до 0,9—1 м с одновременным отказом от поперечных свя-
зей — хомутов между наружными и внутренними кольцами гори-
зонтальной арматуры, установив их только в местах стыкований
кольцевой арматуры.
При возведении стенок круглых силосов стыки кольцевой арма-
туры рекомендуется выполнять сваркой.
Допускается стыкование арматуры внахлестку (без сварки),
причем концы стержней периодического профиля должны выпол-
няться без крюков и в случае возведения их в скользящей опалубке
перепускаться на 60 расчетных диаметров плюс 200 мм.
При других способах ведения работ (например, в переставной
опалубке) величина перепуска стержней принимается равной 60 диа-
метрам.
При применении отдельных стержней кольцевой гладкой арма-
туры. они должны выполняться с крюками на концах и стыковаться
внахлестку с теми же длинами перепусков.
Стыки кольцевой арматуры в виде отдельных стержней или
сварных сеток должны располагаться вразбежку, причем в одном
вертикальном сечении стенки силоса допускается стыкование не бо-
лее 25% всех стержней.
Кольцевая арматура в силосах, воспринимающая все растяги-
вающие усилия от давления сыпучего материала, является наиболее
ответственным элементом конструкции. Стыкование стержней коль-
цевой и вертикальной арматуры монолитных силосов, возводимых
в скользящей опалубке, представляет до сего времени недостаточно
удачно решенный вопрос. Свдрной стык этих стержней не по-
лучил распространения, так как производить сварку стыков отдель-
ных стержней с перерывами, вследствие того, что стержни арматуры
укладываются постепенно по мере бетонирования, крайне неудобно
и непроизводительно, а также и потому, что обеспечить равнопроч-
ность и высокое качество сварки этих стыков в неудобных условиях
затруднительно. Поэтому широко распространен практически оправ-
давший себя стык кольцевой арматуры без сварки внахлестку, хотя
перепуск стержней и требует значительного дополнительного расхода
стали. ,
Принимаемый перепуск стержней учитывает как повышенную
ответственность стыка, так и надбавку на производственные неточ-
ности при монтаже и возможную сдвижку стержней при бетониро-
вании.
Армирование сварными сетками стенок монолитных силосов,
возводимых в скользящей опалубке^ оказалось .практически не-
удобным, так как требует предварительного изгиба сеток, а уста-
новка их между домкратными рамами и стержнями достаточно за-
д 44. Рекомендации no конструиров. стенок монолитн. силосов 237
труднительна. Укладка отдельных стержней с изгибом их по месту
оказалась более приемлемой.
В наружных стенках звездочек корпусов с шахматным располо-
жением силосов стержни кольцевой арматуры доводятся до внут-
ренних колец арматуры примыкающих стенок силосов с устройством
крюка для круглой арматуры согласно рис. 125.
Для обеспечения связи в местах сопряженйй между стенками
смежных круглых монолитных силосов должны быть уложены до-
полнительные сварные сетки или горизонтальные стержни (рис. 126).
Рис. 125. Деталь ар-
мирования наружных
дуг крайних звездо-
чек корпусов с шах-
матным расположе-
нием силоса
Рис. 126. Деталь армирования мест
сопряжений монолитных цилиндриче-
ских силосов
1 — дополнительные стержни
Дополнительная арматура укладывается также в стенках сило-
сов, располагаемых в шахматном порядке, в местах примыкания на-
ружных стенок звездочек к стенкам силосов (рис. 125). Дополни-
тельные'стержни, имеющие'тот же шаг и диаметр, что и основная
арматура, заводятся в толщу стенок до внутреннего ряда кольцевой
арматуры.
Вертикальная арматура в стенках монолитных железобетонных
силосов устанавливается в один ряд при одиночной горизонтальной
арматуре и в два ряда — при двойной горизонтальной арматуре.
Диаметр вертикальной арматуры должен быть не менее 10 мм,
а расстояние между стержнями принимается равным 30—35 см
в стенках наружных силосов и 40—50 см — в стенках внутренних
силосов.
В местах сопряжения силосов, если это необходимо по условиям
производства работ, расстояние между двумя смежными вертикаль-
ными стержнями может быть увеличено до 100 см.
Наружные стены монолитных силосов не менее чем на 7б высоты
выше днищ должны армироваться вертикальной арматурой в коли-
честве не менее 0,4% от площади сечения стенки силоса. В пло-
щадь вертикальной арматуры включается арматура вертикальных
сварных каркасов — лесенок (см. рис. 122). Остальные участки сте-
нок должны быть проверены на сжатие как бетонные (при сечении
вертикальной арматуры менее 0,4%) или железобетонные с учетом
238
Глава XIV. Конструирование стенок силосов
Рис. 127. Пример окаймления
проемов в стенках силосов
а — вариант армирования стерж-
нями; б — вариант окаймления про-
ема швеллерами;
1 — хомут; 2 — рама из швеллеров;
3 — дополнительная арматура; 4 —
швы сварки анкеров с рамой швел-
лера
коэффициента условий работы бетона на сжатие 0,75 для
монолитных стенок, возводимых в скользящей опалубке, и 0,85 —
для сборных элементов, бетонируемых в вертикальном положении.
В стенках монолитных силосов, опирающихся непосредственно
на фундаментную плиту, следует применять в пределах подсилосного
этажа двойную вертикальную ар-
матуру, заводя ее выше днищ
силоСов на 1 м. Эта арматура и
связывающие ее хомуты должны
отвечать требованиям СНиП П-В.
1-62, предъявляемым к армиро-
ванию колонн.
При армировании стенок
сварными сетками не рекоменду-
ется вводить в сетки рабочие вер-
тикальные стержни; следует на-
значать вертикальную арматуру
в виде минимально необходимых
монтажных стержней, а также
анкерных стержней по концам
сетки. В этом случае сетки по
вертикали не стыкуют, а необхо-
димую вертикальную арматуру
устанавливают отдельно, при
этом рекомендуется арматуру ста-
вить в виде безраскосных карка-
сов, состоящих из вертикальных
стержней, соединенных горизон-
тальными поперечными стерж-
нями.
Вертикальную арматуру в ви-
де сварных каркасов следует сты-
ковать вразбежку с нахлесткой,
как для рабочих стыков, располо-
женных в сжатой зоне конструк-
ции, в соответствии с требования-
ми норм и технических условий
проектирования бетонных и же-
лезобетонных конструкций. При
ведении работ в скользящей опа-
лубке длины перепуска увеличи-
ваются на 10 диаметров.
Вертикальную арматуру в виде отдельных стержней или карка-
сов следует стыковать вразбежку с перепуском соединяемых стерж-
ней периодического профиля на 35 расчетных диаметров и круглых
стержней — на 50 диаметров, причем крюки на концах стержней не
устраиваются.
В стенках силосов, возводимых от фундаментной плиты и ос-
лабленных в пределах подсилосного этажа проемами для окон, две-
рей и транспортных механизмов, проемы следует обрамлять двойной
вертикальной и горизонтальной арматурой диаметром 16 мм, захо-
дящей за контур проемов не менее чем на 80 см. В стенках, ослаб-
§ 45. Конструирование силосов из сборных элементов 239
ленных в пределах подсилосного этажа проемами, стержни верти-
кальной арматуры должны быть установлены с наружной и внут-
ренней сторон стенки и связаны между собой закрытыми хомутами
в соответствии с требованиями СНиП П-В.1-62 для колонн (рис.
127, а).
Отверстия в стенках силосов, воспринимающих горизонтальное
давление сыпучих материалов, также обрамляются двойной арма-
турой диаметром не менее 10 мм. Кроме того, над и под проемами
устанавливается двойная горизонтальная арматура, общим сечением
равная сечению перерезанной проемом арматуры. Эта арматура за-
водится за край проема не менее чем на 60 диаметров плюс 20 см,
но не менее чем на 1,5/г, где h — высота проема.
Более надежным решением и достаточно простым является
окантовка проемов сварной рамой из швеллеров с приваркой к ним
вертикальной 11 горизонтальной арматуры (рис. 127,6).
В связи с тем, что в первоначальный момент подъема форм сы-
рой бетон стенок может быть захвачен формами, рекомендуется
в нижнем сечении по контуру силоса в днище или фундаменте пре-
дусмотреть выпуски в виде стержней диаметром 10 мм на высоту
100 см. Размещение этих выпусков совпадает с размещением вер-
тикальной арматуры стенок силосов.
В стенках, армируемых двойной арматурой, вертикальная и го-
ризонтальная, наружная и внутренняя арматура (включая каркасы)
во всех местах пересечений соединяются между собой вязальной
проволокой диаметром 2—3 мм.
Кроме того, наружные и внутренние кольца горизонтальной ар-
матуры наружных силосов на высоту не менее 7б высоты силоса от
верха днищ в каждом ряду следует связывать между собой-попе-
речными связями из проволоки диаметром не менее 3 мм так, чтобы
с учетом каркасов (лесенок) расстояние между поперечными свя-
зями было не более 60—70 см.
Наружная поверхность стенок силосов затирается по сырому
бетону со штукатурных подмостей скользящей опалубки; внутрен-
няя же может оставаться без затирки в тех случаях, когда сыпучие
материалы не прилипают к стенке. В цементных силосах во избежа-
ние прилипания цемента рекомендуется, выполнять затирку также
и с внутренней стороны и дополнительно покрывать их изнутри из-
вестковым молоком или другой краской.
§ 45. Конструирование силосов из сборных элементов
Сборные элементы стенок силосов могут проектироваться в виде
объемных колец или коробов, криволинейных скорлуп или плоских
плит. Объемные элементы предусматривают непосредственную сборку
из них силосов, криволинейные элементы — предварительную сборку*
их в замкнутый объемный элемент — кольцо. Размеры и вес сбор-
ных элементов должны соответствовать габариту подвижного со-
става и грузоподъемности имеющихся на площадке монтажных й
транспортных механизмов.
Конструкции элементов сборных' стенок силосов могут быть как
гладкие, так и ребристые, а армирование — ненапряженное или
с предварительным напряжением.
240
Глава XIV. Конструирование стенок силосов
Стенки из ребристых элементов неприемлемы для многих сыпу-
чих материалов, так как приводят к их зависанию. Вследствие этого
наряду с ребристыми элементами неизбежно понадобятся и гладкие
элементы, что.приведет к увеличению типоразмеров. Сопоставление
технико-экономических показателей ребристых и гладких конструк-
ций стенок показало, что для круглых стенок силосов применение
ребристых элементов не дает существенного уменьшения расхода бе-
тона и стали, увеличивая при этом трудоемкость и стоимость со-
оружения.
Применение в квадратных силосах (3X3 м) ребристых стенок
вследствие увеличения рабочей высоты арматуры, располагаемой
в ребрах, приведет к заметному снижению расхода стали. Однако
простота изготовления (оснастка, монтаж, арматура, бетонирование
и съем), а также универсальность стенбк из элементов гладких кон-
струкций делает целесообразным отказ от применения ребристых
элементов и для квадратных силосов.
Необходимо указать и на следующий недостаток ребристых
стенок в квадратных силосах. Конструкция стенок с ребрами
в одну сторону (внутреннюю) неизбежно приводит к тому, что
часть силосных ячеек будет иметь, наряду с ребристыми стенами
и гладкие.
Это обстоятельство нарушает симметричное истечение материала
и вызывает неравномерность давления сыпучего материала на стецки
силосов.
Армирование ребристых элементов требует большого количе-
ства и более сложной формы сеток и каркасов. В конечном итоге
ребристая конструкция стенок ведет к увеличению стоимости и
трудоемкости сооружения. Ребристые элементы стенок, имеющие
тонкие плиты толщиной обычно 60 мм, в отличие от элементов
с гладкими стенами большей толщины (не менее 100 мм) более
уязвимы при монтаже и эксплуатации, а следовательно, менее дол-
говечны и капитальны.
Горизонтальная разрезка силосов на кольца более удачна в из-
готовлении и монтаже. Она более естественна, так как разрезка
идет по направлению наименьших усилий. Вертикальная разрезка
банок на сборные элементы дает более сложное решение и увели-
чивает расход стали на стыки, так как вся рабочая арматура ока-
зывается многократно перерезанной.
При этом усложняется изготовление, монтаж, устройство про-
емов, стыкование элементов и пр. Монтаж требует обязательного
применения специальных кондукторов со значительным дополни-
тельным расходом стали.
Стенки сборных силосов должны удовлетворять условиям рас-
чета на трещинообразование.
Практика показывает, что силосные корпуса со сблокирован-
ными ячейками (банками) при монолитном решении обладают
жесткостью, дающей возможность считать их жесткими сооруже-
ниями, т. е. испытывающими деформации как цельная конструк-
ция. Для случая решения силосных корпусов в сборном железо-
бетоне достаточной ясности по этому вопросу не имеется. Однако
при условии максимального обеспечения жесткости и прочности
§ 45. Конструирование силосов из сборных элементов 241
всех стыков сборных элементов и особенно надежного соединения
между собой самих стенок смежных силосов можно считать, что
жесткость сборных корпусов будет мало7 отличаться от жесткости
аналогичных корпусов, выполненных в монолитном железобетоне.
Это приводит к необходимости проектирования сопряжений всех
сборных элементов силосного корпуса по равнопрочности.
Рис. 128. Деталь сопряжения стенок смежных сборных
силосов
а — при силосах диаметром 3 м\ б — разрез I— I; в — при си-
лосах диаметром 6 и 12 м\ г — разрез'II—II;
/ — стяжной болт; 2 — вертикальные шпонки; 3 — арматурная
сетка; 4 — горизонтальные шпонки
В целях повышения обшей жесткости важно обеспечить жесткое
сопряжение всех узлов подсилосной конструкции и надежность
сопряжения элементов силосных банок и сопряжений между
банками.
Эти сопряжения должны воспринимать возникающие в корпусе
горизонтальные и вертикальные скалывающие усилия. Надеяться
только на работу сцепления раствора в швах при замоноличивании
зазоров между банками не следует, так как это в значитель-
ной степени зависит от . качества работ, производимых в трудных
242
Глава XIV. Конструирование стенок силосов
условиях. Поэтому целесообразно принять меры для увеличения
жесткости сопряжения сборных элементов с помощью бетонных шпо-
нок. Такие шпонки, как показала практика, легко осуществляются
в формах и хорошо воспринимают возникающие в мёстах сопря-
Рис. 129. Схема сборки
элементов квадратных
силосов
/ — замкнутые элементы (коро-
ба); 2 — доборные плоские эле-
менты (плиты); 3 — стяжной
болт
ных замкнутых элементов,
дусматриваются доборочные
жения силосов скалывающие усилия
(рис. 128).
Конструкцию сборных железобе-
тонных силосов рекомендуется при-
нимать в соответствии с унифици-
рованными типовыми корпусами
с размерами в плане: для круглых
силосов диаметром 3,6 и 12 м и для
квадратных ЗХЗм. Сборные силосы
другой формы и размеров могут
проектироваться только при надле-
жащем технико-экономическом обос-
новании. Для сборных силосов при-
нята горизонтальная разрезка сте-
нок с номинальным размером по
высоте через 1200 мм. Конструктив-
ная высота элементов принимается
равной 1180 мм при толщине шва,
равной 20 мм. Сборные элементы
стенок круглых силосов диаметром
3 м и квадратных 3X3 м целесооб-
разно проектировать в виде цель-
причем для квадратных силосов пре-
элементы (рис. 129).
Рис. 130. Горизонтальные швы сопряжения стен
сборных силосов
а — диаметром 3 м; б — диаметром 6 и 12 м; • в — раз-
рез по I—I
/ — шпонки в торцах кольцевого элемента
Для круглых силосов диамет-ром 6 и 12 м целесообразна раз-
резка кольца на четыре части. Это обеспечит удобство складиро-
вания, транспортирования и монтажа.
Между стенками сборных силосов силосных корпусов следует
предусматривать вертикальный шов шириной 30 . мм при круглых
силосах диаметром 3 м и квадратных силосах 3X3 м и 40 мм —
при круглых силосах диаметром 6 м и более.
§ 46. Область применения предвар. напряж. стенок силосов 243
Толщину стенок сборных силосов рекомендуется принимать не
менее 80 мм при диаметре 3 л, 100 мм — при диаметре 6 м,
160 мм—при диаметре 12 м и 100 мм — для квадратных силосов
3X3 м.
Горизонтальные плоскости в швах кольца рекомендуется при-
нимать со шпонками (углублениями) (рис. 130). Стыкование сбор-
ных элементов стенок при укрупнительной сборке производится
с помощью закладных и соединительных стальных пластин и за-
делки швов жестким цементным раствором. Вертикальные стыки
элементов должны обеспечить
передачу полного усилия .сты-
куемой горизонтальной арма-
туры. Сборные (укрупненные)
кольца стенок рекомендуется
соединять между собой в вер-
тикальном направлении сталь-
ными накладками в четырех
местах при диаметре силоса
3 м и в 12 местах при диа-
метре 6 и 12 м (рис. 131).
В местах сопряжений
круглых силосов элементы
стенок рекомендуется выпол-
нять с горизонтальными шпон-
ками и стяжными болтами.
В каждый горизонтальный шов
через 1200 мм укладывается
арматурная сетка с установ-
кой вертикальных стержней и
последующим замоноличива-
нием бетоном марки не ниже
200. Армирование сборных же-
лезобетонных стенок рекомен-
дуется производить двойной арматурой из сварных сеток, укруп-
ненных в пространственные каркасы.
В цельнокольцевых элементах диаметром 3 м арматуру реко-
мендуется принимать без стыков (спиральной). Для закладных де-
талей соединительных элементов рекомендуется принимать горяче-
катанную и фасонную сталь марки Сталь 3 (спокойную). Все
сварные стыки элементов стен должны быть защищены цементным
раствором марки не ниже 200 по приваренной арматурной сетке.
Допускаемые отклонения от проектных размеров элементов
сборных железобетонных силосов приведены в табл. 30.
Рис. 131. Схема сборки цилин-
дрических круглых силосов
а — диаметром 3 м; б — диаметром
6 и 12 м;
1 — сварка накладками двух смеж-
ных элементов по всей высоте
кольца; 2— сварка соединения в от-
дельных точках
$ 46. Область применения предварительно напряженных
стенок силосных корпусов
Из всех разработанных способов напряженного армирования
круглых силосов в настоящее время наиболее рациональным яв-
ляется армирование их высокопрочной проволокой, навиваемой на
244
Глава XIV. Конструирование стенок силосов
Таблица 30
Допускаемые отклонения от проектных размеров при изготовлении,
укрупнительной сборке и монтаже элементов
сборных железобетонных силосов
Величина допустимых отклонений в мм
Наименование отклонений X ио” • со и, О
Я >»О S >» о S
к а© ° а© о
и Ь tn йй 5 °« йй 5 а
О W о « К н S f-
\О с. о *5 и 4) Ф
° Ф S Ф _ S
а« R « Ч * СО S
О й иХ ОЛЯ оЗзР
йй X осо йй R Ч йй 1? tCco
А. Допускаемые отклонения при изготовлении и укрупнительной сборке По высоте элементов (класс точно- сти 9-й) ±5 ±5 ±5
По толщине стены (класс точности 9-й) . . . ±5 ±5 ±5
По длине внутренних или наружных диаметров или по внутреннему размеру в свету (класс точности 9-й) ±10 ±10 ±15
По длине внутренних или наруж- ных диагоналей (класс точности 10-й) . . . ±16 "
Б. Допускаемые отклонения при монтаже По толщине горизонтальных швов . ±10 ±10 ±10
» ширине просвета между стенами сборных силосов ±20 ±20 ±20
Ступенчатость при сборке элемен- тов стен силосов ±10 ±10 ±10
Общее отклонение стен силосов от вертикали при высоте стен 30 м . ±50 ±50 ±50
Разница в расстояниях от наружной поверхности силосов до шнура, натянутого на одинаковом рассто- янии от наружной поверхности угловых силосов ±10 ±10 ±10
§ 46. Область применения предвар. напряж. стенок силосов 245
готовые бетонные банки намоточными машинами типа АНМ-5, до-
статочно хорошо освоенными и отвечающими требованиям инду-
стриализации строительства.
Однако технологические условия намотки напрягаемой арма-
туры препятствуют решению корпусов из блокированных силосов,
так как требуют расстановки при этом силосных банок с разры-
вами между ними, равными 1,5—2 м. Это в свою очередь, вызывает
увеличение размеров сооружений в плане, увеличение объема
обстраиваемых конструкций, удлинение'коммуникаций, невозмож-
ность применения для обстраиваемых конструкций типовых эле-
ментов и т. д. Поэтому напряженное армирование рационально
для отдельно стоящих силосов преимущественно больших диамет-
ров. Напряженное армирование силосов требует участия специали-
зированной строительной организации, обладающей намоточным
оборудованием.
Расход стали в напряженно армированных силосах умень-
шается не столь значительно, как можно было бы ожидать, так
как из соображений монтажа силосные банки требуют конструк-
тивного армирования горизонтальной арматурой и некоторого уве-
личения вертикальной арматуры для восприятия изгибающих мо-
ментов в вертикальном направлении, возникающих в процессе
навивки.
Другой способ напряженного армирования сборных силосов —
укрупнительная сборка колец с предварительным обжатием их,
как описано в § 33, требует специального натяжного стенда, уве-
личивает трудоемкость и сложность работ на площадке, а главное,
переносит ответственную операцию по напряжению арматуры
с заводских условий на место строительства, что резко повышает тре-
бования к линейному техническому персоналу и приводит к необ-
ходимости на каждой стройке осваивать новый и достаточно слож-
ный процесс натяжения арматуры. Это неизбежно создает пред-
посылки к понижению качества выполняемого сооружения.
Таким образом, опыт отечественной практики проектирования
и строительства монолитных и сборных напряженно армирован-
ных силосов показал, что в настоящее время экономически оправ-
данными конструкциями являются железобетонные круглые силосы
из сборных безреберных кольцевых элементов заводского изготов-
ления, армированных без применения напряженной арматуры. Си-
лосные корпуса составляются из сблокированных силосных банок,
поставленных впритык друг к другу. При выполнении силосов
в монолитном железобетоне рациональными оказались только си-
лосы, возводимые в скользящей опалубке с механизированным ее
подъемом.
Учитывая все вышеизложенное, рекомендуется для сблокиро-
ванных силосных складов применять стенки силосов без исполь-
зования предварительного напряжения.
246 Глава XV. Днища силосов, опорные колонны
Глава XV
ДНИЩА СИЛОСОВ, ОПОРНЫЕ КОЛОННЫ, НАДСИЛОСНЫЕ
ПЕРЕКРЫТИЯ И ГАЛЕРЕИ
§ 47. Виды днищ, плоские днища силосов
В зависимости от разгрузочного оборудования и хранимого
материала’ днища силосов устраиваются различно. При пневмати-
ческой выгрузке цемента днища обычно выполняются плоскими
с подсилосным этажом. При самотечной разгрузке и отсутствии
подсилосного этажа материал разгружается через воронки.
Рис. 132. Схемы возможного устройства днищ
а — при стальной полуворонке с набетонкой; б — при
стальной воронке на весь диаметр силоса; в — при
железобетонной воронке
Вертикальная нагрузка от засыпки на днище определяется по
формуле Янсена с учетом поправочного коэффициента а0.
Днища силосов могут устраиваться в виде плоских плит с на-
бетонкой (для получения откосов) или в виде сборных Железобе-
тонных или стальных воронок, устанавливаемых на кольцевые
балки, которые опираются на колонны подсилосного этажа. Реко-
мендуются следующие конструкции днища (рис. 132).
а) при тяжелых насыпных материалах (руда, цемент и т. п.) —
плоская плита с наклонной набетонкой и стальной полуворонкой
(на части диаметра силоса);
б) при легких насыпных материалах (уголь, щепа и т. п.) —
коническая стальная воронка на весь диаметр силоса;
в) для зерновых силосов — стальная или сборная железобетон-
ная воронка;
г) в отдельных случаях — купольные.
Плоские днища прямоугольного в плане очертания обычно
устраиваются при двух- и многорядном расположении силосов.
Опираясь на колонны, днища перекрывают подсилосное помещение.
При диаметре круглых силосов до 6 м колонны устанавливаются
обычно только по контуру силоса, а при большем — и внутри него.
Днища такого типа рассчитываются, как обычные плоские перекры-
тия, опирающиеся на колонны. Перекрытия могут быть ребристыми,
балочными, однопролетными, многопролетными, кессонными и т. д.
§-*47'. Виды днищ, плоские днища силосов 247
Круглые плоские днища обычно устраиваются под отдельно
стоящие круглые силосы, а иногда и при многорядном их располо-
жении. Круглые плоские днища' рассчитываются, как свободно
опертые круглые плиты. Возникающие в них усилия могут быть
определены по. табл. 25, 26 приложения. Не рекомендуется распо-
лагать в центре силоса дополнительную колонну, так как она прини-
мает на себя большую долю всей нагрузки, и это усложняет конст-
рукцию. Целесообразно принимать такое число колонн, при котором
все они как по контуру силосов, так и внутри контура несли бы
примерно одинаковую нагрузку.
Увеличение их числа позволяет уменьшить толщину плиты
днища. При дополнительных колоннах расчет круглой плиты может
быть также выполнен по табл. 27 приложения. Рекомендуется при-
нимать такую толщину плиты, при которой не потребуется устрой-
ства отгибов и поперечной арматуры.
Плоские днища силосов состоят из плоской плиты или плиты
с балками и стальной пблуворрнкой,устанавливаемой над централь-
ным отверстием в плите с размером от Уз до V2 диаметра силоса.
Откосы выше плоского днища образуются из шлакобетона с по-
крытием сверху коркой из бетона. Целесообразно вместо набетонки
применение сборной конструкции откосов.
Стальные воронки должны снабжаться опорными кольцами и
свободно устанавливаться на железобетонные плиты или коль-
цевые балки днища, воспринимающие всю нагрузку от воронки.
Свободная установка воронок на железобетонную конструкцию
является наиболее простой в монтаже и надежной в работе по срав-
нению с воронками, подвешиваемыми к закладным деталям железо-
бетонных конструкций днища (рис. 133).
В отдельных случаях, например, для зерновых - элеваторов,
в которых повторяемость воронок достаточно велика, может ока-
заться целесообразным применение сборных железобетонных воро-
нок. Однако при этом надо иметь в виду, что стальные воронки
работают достаточно хорошо в обоих направлениях как в мери-
диональном, так и кольцевом, в то время как для железобетонных
воронок приходится устанавливать раздельно арматуру для вос-
приятия меридиональных * усилий и отдельно — для восприятия
кольцевых. В итоге по расходу материала количество арматуры
в железобетонных воронках мало отличается от расхода стали,
применяемой в стальных воронках.
Разгрузка силосов, как правило, проектируется через воронки,
центрально расположенные относительно оси силосов. При внецен-
тренной разгрузке рекомендуется использование несимметричных
вторых течек, переводных патрубков и т. п. (рис. 134). Допу-
скается также устраивать выпускные отверстия в стенках си-
лосов.
Конструкцию плоского днища рекомендуется проектировать
монолитной или сборно-монолитной (монолитная плита при сбор-
ных балках). Такая конструкция обеспечивает необходимую жест-
кость перекрытия плоскости днища, надежное сопряжение колонн,
балок и днища силосных банок. Проектная марка бетона для же-
лезобетонных элементов днища принимается: не менее 300 для
сборных элементов и не менее 200 — для монолитных.
248
Глава XV. Днища силосов, опорные колонны
12500 820/0^100
Ф12000
Ф11 336
—\—
92-^
;2W
/Деталь А -
\ \!! // ^-S-16 мм
тщш
ш
2Ь0
92
П~П
Ф12000
Ф11336
Деталь Б
92
МонтаЖнЬш °©
cmbik
тггт
пш
пш
-$=10 мм
-6=10
МИ
ЕШ
l 200 *12
1'
Ф1000
f
L 100*10
ДеталЬ А
92
-§=10 м
Ф11336
-3=20^
-150*10
ДеталЬ Б
Ф11336 92
-8-20™
-150*10^
-6=16 мм
ПрорезЬ 6 воронке
силоса
МонтаЖнЫй
cmbik
-6-10 мм
НШ/
Рис. 133. Конструкции
а — стальная при диаметре 12 м для угля; б — стальная при диаметре 12 м
г — стальная при диаметре 6 м
§ 47. Виды днищ, плоские днища силосов
249
Деталь Г Деталь Д
09ДО 91969
воронок
Для щепы; в — стальная при диаметре 6 м с разгрузочным отверстием в центре;
с двумя разгрузочными отверстиями
250
Глава XV. Днища силосов, опорные колонны
Плоские днища силосов армируются в зависимости от приня-
той расчетной схемы как обычные ребристые или безбалочные пе-
рекрытия. Плиты обычно армируются двойными арматурными
сварными сетками, а балки — сварными арматурными каркасами.
В круглых силосах диаметром до 6 м при применении круглых
Рис. 134. Схемы во-
ронок днищ силосов
с выпусками, смещен-
ными относительно
оси силоса
плит, опирающихся на колонны по на-
ружному контуру, они армируются по
двум направлениям. Сечение радиальной
и кольцевой арматуры определяется как
для круглой пластинки. Минимальный
шаг стержней арматуры принимается
равным 100 мм, толщина защитного слоя
в днище — 20 мм.
Кольцевая балка днища, передающая
нагрузки от силоса на колонны, является
весьма ответственным элементом, и в то
же время ее работа в статическом отно-
шении не совсем ясна. Хотя кольцевая
балка выполняет роль несущей конструк-
ции, она работает не самостоятельно, а во
взаимодействии с жесткими стенами сило-
сов. При монолитных стенках, обладаю-
щих значительной вертикальной жестко-
стью, можно считать, что внутренние уси-
лия от вертикальной нагрузки через стенки
силосов передаются непосредственно на
колонны.
Расчет кольцевой балки можно было бы выполнить аналогично
расчету фундаментных балок на упругом основании. В этом случае
распределение вертикальной нагрузки, передающейся от стенок на
колонны, можно принимать
в полном размере и распреде?
лить ее по треугольникам
с вершиной над колоннами.
Однако кривизна стенок сило-
сов вносит неясности в по-
нимание работы кольцевых
балок.
Еще большие затруднения
возникают при наличии сбор-
ных стенок силосов. Степень
влияния швов на общую
Рис. 135. Схема передачи нагрузки
от балки на колонну
жесткость стенок силосов не
поддается точному учету.
Очевидно, что общая жест-
кость стенок силосов будет
меньше, чем при монолитной конструкции. Учитывая этй соображе-
ния, можно рекомендовать при сборных стенках силосов расчет
кольцевой балки производить на нагрузки, передающиеся через
стенки и днища силоса, от веса засыпки, собственного веса конструк-
ции и нагрузки от надсилосного этажа при равномерном распределе-
нии всех нагрузок вдоль пролетов кольцевой балки.
§ 48. Купольные, конусные и пирамидальные днища силосов 251
Очевидно, такая схема нагрузок для расчета кольцевой балки
приведет к некоторому запасу, но не вызовет значительного пере-
расхода материала и позволит надежно запроектировать кольце-
вую балку.
Если учесть, что всегда возможна замена монолитных стенок на
сборные, то этот расчет кольцевой балки можно оставить в силе и
для случая с монолитными стенами.
В соответствии с указаниями по проектированию силосов для
сыпучих материалов СН 302—65 кольцевые балки днища следует
рассчитывать на нагрузки, передающиеся через стенки и днища
(или воронки) силоса, принимая, что нагрузка от стенок силосов q\
передается на балку в виде равномерно распределенной на длине
/1 (рис. 135).
Величина /1 определяется в соответствии с § 39.
При /1 = /о нагрузка от стенок силосов принимается равномерно
распределенной по периметру балки. .Нагрузку от днищ qz следует
принимать равномерно распределенной по периметру балки.
При расчете плоских днищ и различных воронок расчетные
давления сыпучих материалов следует принимать равными пр?у
и пРву» где значения р*у и р^у определяются по формулам (98)
и (99), а значение а$ принимается по табл. 27.
§ 48. Купольные, конусные и пирамидальные днища силосов
Рис. 136. Схема ку-
польного днища
Купольные днища наиболее экономичны, особенно* при боль-
ших диаметрах силосов. Они освобождают от внутренних колонн
подсилосный этаж и облегчают устройство нескольких разгрузоч*
ных отверстий. Однако при сооружении
таких днищ требуется применение слож-
ной опалубки.
Сферические (купольные) днища круг-
лых силосов армируются по расчету коль-
цевой и радиальной арматурой в виде
отдельных стержней. Опорное кольцо ар-
мируется на возникающие в нем усилия
растяжения. Стыки кольцевой арматуры
выполняются сварными. Пример армиро-
вания части сферического днища показан
на рис. 154.
При возведении предварительно на-
пряженных стенок силоса целесообразно
опорное кольцо также выполнить предва-
рительно напряженным.
Расчет купольного днища можно произвести с достаточной
точностью, положив, что возникающие напряжения равномерно
распределены по толщине-оболочки и что изгибающие моменты и
поперечные силы при равномерной внешней нагрузке равны нулю.
Это положение можно принять в отношении всего купола, за
исключением участков, примыкающих к опорному кольцу, где
252
Глава XV. Днища силосов, опорные колонны
сказывается краевое защемление оболочки купола. По безмоментной
теории купольное днище в направлении меридианов подвергается
сжимающим напряжениям, в круговом направлении tf верхней
зоне — сжимающим, а в нижней зоне — кольцевым сжимающим
или растягивающим напряжениям. Опорное кольцо купола подвер-
гается растяжению. Купол силосного днища обычно очерчивается
по шаровой поверхности со стрелой подъема — — диаметра
3 о
(рис. 136). Ниже приводится' расчет усилий в шаровом куполе по
безмоментной теории.
Нагрузка от собственного веса:
меридиональные усилия на 1 м
7\ =___ГЛ1___; (144)
1 4- cos
кольцевые усилия на 1 м
г = rng (cos у + cos®y — 1) . ,145>
1 + cos у
усилие в опорном кольце
ZK = r*ng (1 — cos у0) ctg у0. (146)
Нагрузка от засыпки:
меридиональное усилие
ri = ^Vnao (147)
£
постоянно по всему куполу;
кольцевое усилие
Т2 = Рву V -cos2<fna0; (148)
£
усилие в опорном кольце
^>2
2к = Р^у — •« п У о cos у0 па0. (149)
При полной заделке оболочки в кольце максимальные значе-
ния меридионального изгибающего момента на единицу длины
кольцевого сечения у опорного кольца
М=-Т.— • (150)
2 26®
Наибольшее значение положительного изгибающего момента в се-
кг
чении на расстоянии ~т-
2k
М = 0,208То— , (151)
2 26®
где г — радиус шаровой поверхности;
§ 48. Купольные, конусные и пирамидальные днища силосов 253
g— собственный вес купола на 1 -и2;
ср — переменный угол, отсчитываемый от вертикали;
Фо — центральный угол от вертикали до пяты купола;
п — коэффициент перегрузки;
Т — кольцевое усилие в зоне оболочки, примыкающей к опор-
ному кольцу;
I Г г ~~~~~~~~~~
k — коэффициент затухания, k I/ у • у 3 (1 — р.2)»
б — толщина оболочки;
К— коэффициент Пуассона;
а0 — коэффициент по табл. 27 как для плоских днищ.
При устройстве' железобетонных конусных днищ сечение их
стенок определяется расчетом и выбирается переменным С утолще-
нием к верхнему опорному сечению.
Минимальная толщина конусного днища внизу из условий бе-
тонирования принимается равной 150 мм. Армирование конических
воронок производится двумя сетками, образованными из прямых
стержней вдоль образующей конуса у наружной и внутренней сто-
рон, и кольцевой арматурой. Воронки рекомендуется армировать
стержнями периодического профиля. При отсутствии арматуры пе-
риодического профиля допускается использование круглой арма-
туры. Расстояние между стержнями должно быть не более 200 и
не менее 100 мм.
Арматурные стержни, устанавливаемые вдоль образующей ко-
нуса на всю длину, должны выполняться без стыков. По верху
воронки устраивается бортовое утолщение в виде кольца, в кото-
рое заделываются стержни, укладываемые вдоль образующей во-
ронки. Кольцо армируется по конструктивным соображениям, исходя
из процента армирования 0,8% к сечению утолщения. Арматура'
кольца располагается равномерно по периметру поперечного сече-
ния. Высота кольца принимается равной — верхнего диаметра во-
ронки.
Площадь сечения кольцевой арматуры, стыкуемой в одном ме-
сте внахлестку без сварки, должна составлять не более 25% от
общей ее площади. Для прикрепления затвора у выпускного отвер-
стия в воронке устраивается утолщение по контуру, в которое за-
кладывается стальная рама с отверстиями для болтов либо болты.
Капители колонн, поддерживающих кольцо воронки, ориентируются
так, чтобы Одна из осей была направлена по кругу. Размеры капи-
телей определяются расчетом. Конические воронки лучше опирать
на сплошное утолщение стенок силоса.
Конические и пирамидальные воронки рассчитываются на дав-
ление сыпучего тела (при этом уменьшение поперечных размеров
силггов в пределах цоронки не учитывается), а также на действие
собственного веса нижней части воронки и веса засыпки в ней.
Расчет конических воронок производится на горизонтальное осевое
растяжение, действующее в меридиональной плоскости, и на осевое
усилие, действующее вдоль образующей (рис. 137). Горизонталь-
ное кольцевое растягивающее усилие в меридиональном сечении
254
Глава XV. Днища силосов, опорные колонны
конической воронки определяется, как для кольца, загруженного рав-
номерно распределенным давлением, по формуле
N г = °0п₽"
Рв
2 sin а
(152)
где Nr — растягивающее кольцевое усилие на единицу длины ме-
ридионального сечения воронки;
— диаметр воронки в рассматриваемом горизонтальном се-
чении;
No
конической воронки
расчета
усилий; б — расчетная схема
Рис. 137. Схема
а — обозначение
а — угол наклона образующей к горизонту;
Р”. — основное нормативное давление сыпучего тела, действу-
ющее перпендикулярно к поверхности воронки, определяе-
мое как проекция на нормаль к воронке от вертикаль-
ного и горизонтального давления в рассматриваемом се-
чении по формуле (101);
Uq — поправочный коэффициент, учитывающий условия увели-
чения местного давления (табл. 27);
п — коэффициент перегрузки
Растягивающее меридиональное усилие по направлению обра-
зующей в кольцевом сечении конической воронки определяется из
условий равновесия внешних сил и внутренних усилий в воронке.
Если рассечь воронку по линии а—а, то взамен отсеченной части
в н
следует приложить нагрузку, равную —-—рву и вес части во-
ронки и сыпучего тела, расположенного ниже плоскости а—а. Эти
силы должны уравновеситься внутренними силами #0, равномер-
но распределяемыми по длине окружности в том же сечении. Тогда
значение No может быть определено по формуле
Л7 Рву^в I . /1
/V() = аоп —----1----------; (JW)
4 sin a ?iDBsina
§ 48. Купольные, конусные и пирамидальные днища силосов 255
где Л^о — растягивающее усилие на единицу длины горизонтального
сечения;
Рв — вес части воронки и сыпучего тела, расположенных ниже
плоскости сечения.
Остальные обозначения те же, что и в формуле (152).-
Усилия Nr и No достигают максимальных значений у основа-
ния конуса в месте сопряжения его с цилиндрической частью и
равны нулю у вершины конуса в нижней чбсти воронки. В соответ-
ствии с указанным распределением усилий в воронке сечение ее
стенок принимают переменным,
утолщающимся от вершины к ос-
нованию. Сечение воронки под-
бирается по расчету, обеспечи-
вающему ее трещиностойкость.
Площадь сечения арматуры
подбирается из условия переда-
чи всего растягивающего напря-
жения как в меридиональном,
так и в кольцевом направлении
на арматуру без учета работы
бетона на растяжение по форму-
лам:
для кольцевой арматуры
Fa = ; (154)
Рис. 138. Расчетная схема
пирамидальной воронки
для арматуры, устанавливаемой вдоль образующей,
Fa’= , (155)
\
где 7?а — расчетное сопротивление арматуры.
Расчет граней пирамидальных воронок от растягивающих уси-
лий производится аналогично расчету конической воронки, но для
этого случая, помимо растягивающих усилий, следует учитывать
изгиб грани из своей плоскости (рис. 138). Для квадратной воронки-
растягивающее усилие вдоль грани на единицу длины горизон-
тального сечения будет равно
ар1* пР
N, = аоп +---------------. (156)
4 sin а 4а sin а
Растягивающее усилие на единицу длины вертикального сечения
риа
Nr = aon Ра ...................... (157)
2 sin а
Изгибающие моменты в гранях пирамидальных воронок, обра-
зуемых сопряжением четырех наклонных гладких плит, при расчете
на местный изгиб могут быть определены по формулам, приведен-
ным в § 15 главы IV I части, от нагрузок, равных р” Д(А а на
общий изгиб по § 16 главы IV I части.
256
Глава XV. Днища силосов, опорные колонны,
В тех случаях, когда для высоких квадратных воронок прини-
мается ребристая конструкция, определение усилий может быть про-
изведено как для многопролетных неразрезных плит на нагрузку
Ра aonf а изгибающие моменты в ребрах могут быть определены:
в пролете
.. aonp^sa2
Д4 — ---------,
24
на опоре
и 9
annp" sa
М= —
12
(158)
(159)
где s — расстояние между ребрами воронки по линии наклона
грани.
Значение р”, как и ранее, определяется по формуле (101). Для
многоугольных пирамидальных воронок растягивающие усилия и
изгибающие моменты в гранях определяются таким же способом.
§ 49. Колонны подсилосного этажа
Колонны, поддерживающие силосы, рассчитываются на цен-
тральное сжатие от максимального реактивного давления грунта
с площади фундаментной плиты, приходящейся на колонну. При
этом учитывается неравномерное загружение силосного корпуса.
При диаметре цилиндрических силосов до 6 м и устройстве
купольных днищ или воронок на весь диаметр силоса колонны
устанавливаются только по контуру стенок силоса (кольцевая рас-
становка).
В квадратных, прямоугольных и многоугольных силосах ко-
лонны устанавливаются в углах пересечений стенок. Если диаметр
силоса больше, чем 6 лс, то при устройстве плоского днища целе-
сообразно устанавливать промежуточные колонны внутри контура
силоса.
Колонны подсилосного этажа следует располагать по прямо-
угольной сетке (рис. 139).
Если под силосами проходит железнодорожный путь, то рас-
стояние от оси пути до грани колонн должно быть не менее 2,45 м.
Колонны подсилосного этажа рекомендуется проектировать
сборными, устанавливая их в стаканы монолитных, или сборных
башмаков с последующим замоноличиванием бетоном марки не
ниже 200.
В местах примыкания колонны к днищу силоса следует, как
правило, предусматривать устройство капителей. Для армирования
колонн рекомендуется применять плоские сварные каркасы, объеди-
няемые предварительно в пространственные каркасы.
Проектная марка бетона для сборных колонн подсилосного
этажа принимается не ниже 300.
§ 49. Колонны подсилосного этажа
257
Колонны подсилосного этажа допускается рассчитывать по
схеме стоек, заделанных в фундамент, с учетом фактического за-
крепления в днище силоса.
Колонны подсилосного этажа должны быть рассчитаны на мак-
симальные усилия, передающиеся на них снизу (от фундаментной
плиты), при этом расчетная нагрузка от веса сыпучего метериала
умножается на коэффициент 0,9. Нагрузка от собственного веса,
от несимметричной загрузки силосного корпуса сыпучим материа-
Рис. 139. Схемы расположения колонн подсилосного этажа
а — при квадратных силосах 3x3 м; б — при круглых силосах диа-
метром 3 и 6 м — на раздельных колоннах; в — на частично сов-
мещенных колоннах смежных силосов, при круглых силосах диа-
метром 6 м; г — с круглыми силосами диаметром 12 м при низ-
ком подсилосном этаже; д — то же, при ортогональной разбивке
колонн в случае устройства железнодорожного проезда под сило-
сами; е — кольцевая (по наружному контуру) разбивка колонн
лом, а также ветровая нагрузка включаются^ в основное сочетание
нагрузок.
Кроме того, должны учитываться дополнительные усилия из-
гиба и сжатия при наклоне корпуса от неравномерной осадки, при
этом наклон корпуса принимается равным 0,004.
Если колонны подсилосного этажа бетонируются в скользящей
опалубке, их следует заводить в стены силосов выше днища на
высоту /г, определяемую по формуле
л= N-FRnp
П1.0,75-8.]/- flnpflp
где N — усилие в колонне под силосного этажа;
F — заштрихованная площадь на рис. 140;
б — толщина стенки силоса;
пЛ — число стен силосов, примыкающих к колонне.
(160)
258
Глава XV. Днища силосов, опорные колонны
— При расчете сборных железобетонных колонн подсилосного
этажа следует учитывать дополнительный изгибающий момент, вы-
зываемый отклонением верха колонн и смещениями сборных плит
днища и воронок в пределах допусков.
Величина дополнительного изгибающего момента в тм опре-
деляется по формуле
М = 0,025W,
(161)
Рис. 140. Заделка ко-
лонны подсилосного
этажа, бетонируемой
в скользящей опалуб-
ке, в стенки силосов
на высоту h
где N — нагрузка на колонну в т.
При этом дополнительные усилия от крена силосного корпуса
не учитываются.
При расчете колонн подсилосного этажа на продольный изгиб
расчетную длину колонн следует принимать с учетом фактического
защемления концов колонн, но не менее Н.
где Н — высота колонны от верха баш-
мака до верха капители.
В практике эксплуатации случалось,
что временная нагрузка от заполнения сило-
са была значительно больше постоянной;
при этом в конструкциях, аналогичных си-
лосным корпусам, возникали горизонталь-
ные трещины в железобетонных колоннах
при высоком проценте их армирования. Это
наблюдалось даже в тех случаях, когда
условия прочности в соответствии с требо-
ваниями действующих норм и технических
условий были удовлетворены. Появление
горизонтальных трещин в колоннах можно
объяснить следующим образом: в каждом
цикле нагружения колонны продолжитель-
ное время находятся под полной нагруз-
кой, бетон претерпевает деформации пол-
зучести, вследствие чего напряжения в нем
падают за счет роста напряжений в арма-
туре. При разгрузке арматура колонн, уп-
руго деформируясь, растягивает бетон.
При многократном повторении загружений
деформация от ползучести возрастает, од-
новременно увеличивается напряжение в
арматуре и, следовательно, увеличивается
сила, растягивающая бетон после раз-
грузки колонн. Это явление в итоге может вызвать напряжение
в бетоне, превосходящее предел прочности бетона растяжению,
тогда в колонне могут возникнуть горизонтальные трещины.
При дальнейшем повторении циклов загружения колонн посте-
пенно нарушается сцепление арматуры с бетоном, чТо вызывает
постепенное раскрытие горизонтальных трещин и появление вер-
тикальных трещин в защитном слое. Вертикальные трещины могут
возникнуть также в результате больших ‘ местных напряжений, ко-
торые создаются при загружении колонн временной нагрузкой при
смыкании горизонтальных тоещин в бетоне.
§ 50. Надсилосные перекрытия и галереи
259
Так как сжимающие напряжения в арматуре не могут пре-
взойти предела текучести, то чем меньше будет арматура в колон-
нах, тем меньше усилие, развиваемое этой арматурой при раз-
грузке, и тем меньше вероятность образования трещин.
Учитывая изложенное, не рекомендуется принимать общий про-
цент армирования колонн более 1,5%.
§ 50. Надсилосные перекрытия и галереи
При возведении силосов в подвижной (скользящей) опалубке
несущими балками ладсилосного перекрытия обычно являются
балки пола подвижных форм. В целях облегчения конструкции
пола подвижной опалубки обычно применяются стальные балки.
Более целесообразно рассматривать рабочий настил со стальными
балками скользящей опалубки как инвентарный. В этом случае
расположение несущих конструкций перекрытий над силосами и
галерей может быть выбрано произвольно.
Главные стальные балки перекрытия после возведения силосов
наращиваются по концам для того,. чтобы опереть их на стенки
силосов.
При возведении силосов из сборных элементов диаметром не
более 6 м балки перекрытия могут быть как сборными железобе-
тонными, так и стальными.
При диаметре силосов более 6 м балки перекрытия выпол-
няются, как правило, стальными, исходя из условий установки их
краном, которым монтируются остальные элементы силоса, или
использования несущих балок пола при возведелении стен в сколь-
зящей опалубке.
Главные балки надсилосного перекрытия обычно располагаются
поперек оси транспортных устройств. В силосах диаметром 12 м и
более по главным балкам укладываются второстепенные балки
так, чтобы получилась балочная клетка размером 3X3 м. Такая
балочная клетка обеспечивает возможность устройства технологи-
ческих отверстий в любом направлении.
Поверх балок укладываются сборные железобетонные плиты
с заранее предусмотренными в них отверстиями, набетонками, фун-
даментами под мелкое оборудование и устройствами, необходимыми
для ведения технологического процесса заполнения силосов. Плиты
прикрепляются к балкам сваркой закладных элементов по четырем
углам плиты.
Поверх сборных железобетонных плит надсилосного перекры-
тия укладывается слой армированного бетона толщиной 40 мм,
обеспечивающий монолитность стыков между плитами и балками
и создание жесткого железобетонного диска в уровне надсилосного
перекрытия. Для зерновых многоячейковых силосных корпусов вза-
мен слоя бетона рекомендуется предусматривать слой асфальтобе-
тона толщиной 40 мм.
Для пропуска транспортного оборудования, используемого для
загрузки и обслуживания технологического оборудования, над си-
лосами устраивается галерея. Галерея обычно опирается на балки
надсилосного перекрытия и стенки силосов.
260
Глава XVI. Основания и фундаменты, силосов
Для создания каркаса галерей обычно используются П-образ-
ные стальные рамы. При больших диаметрах силосов (более 12 м)
каркас галерей может быть выполнен в виде продольных стальных
ферм, опирающихся непосредственно на стенки силосов.
В этом случае на фермы и стенки силосов опираются плиты
надсилосного перекрытия. Для неотапливаемых галерей стенки и
кровля галерей обычно выполняются из волнистых асбоцементных
листов.
Для отапливаемых галерей стены и кровли рекомендуется вы-
полнять из легких панелей, например из двух слоев плоских асбоце-
ментных листов с зажатым между ними утеплителем из шлаковой-
лока или шлакопробки. Плоские асбоцементные листы в свою оче-
редь крепятся к стальному или деревянному каркасу. Применение
для стен и кровли галерей каменных или железобетонных конструк-
ций не рекомендуется из-за их большого веса и стоимости.
Соединительные галереи между отдельными силосами и между
силосными корпусами рекомендуется выполнять в тех же конструк-
циях, что и галереи над силосами.
При проектировании соединительных галерей следует учиты-
вать возможность смещения силосов или силосных корпусов вдоль,
поперек и по вертикали, вызываемые неравномерными осадками.
Необходимо предусматривать возможность изменения расстояния
между сооружениями при высоте силосов 30 м на величину не
менее 150 мм в обе стороны от проектного положения как для
верхних, так и для нижних галерей. Если высота силоса менее
уу
30 -м, то вместо 150 мм принимается величина 150» где Я — вы-
сота силоса. При расположении силосных корпусов на практически
несжимаемых (скальных) грунтах возможность смещения силосов
не учитывается.
Необходимый уклон кровли для отвода воды с надсилосного
перекрытия достигается устройством набетонки.
Глава XVI
ОСНОВАНИЯ И ФУНДАМЕНТЫ СИЛОСОВ
§ 51. Основания
Основания под силосные корпуса надлежит проектировать со-
гласно СНиП II-Б. 1-62 с учетом данных инженерно-геологических
изысканий.
Инженерно-геологические изыскания, кроме общих требований,
должны учитывать дополнительные требования к проектированию
оснований под силосные корпуса, а именно:
§ 51. Основания
261
а) геолого-литологический разрез в месте возведения сооруже-
ния должен быть исследован до глубины не менее 20—25 м (счи-
тая от отметки заложения фундаментов или до практически несжи-
маемых или скальных грунтов, если таковые окажутся на меньшей
глубине). В исключительных случаях, когда на всю указанную
глубину залегают сильно сжимаемые грунты, должны быть выяс-
нены вид ближайшего несжимаемого грунта и положение его
кровли;
б) необходим-© избегать участков, на которых имеют место
резкие изменения геолого-литологического разреза;
в) должна быть выяснена несущая способность основания по
устойчивости грунта с учетом наклона -напластований, ограничи-
вающих откосов, горных выработок и других факторов, могущих
вызвать нарушение устойчивости основания и расположенного на
нем силосного корпуса.
При проектировании строительства в районах с особыми усло-
виями (сейсмичности, просадочных грунтов, вечной мерзлоты и др.)
должны учитываться дополнительные требования СНиП II-А. 12-62,
СНиГХ П-Б.1-62 и других нормативных документов.
Силосные корпуса, как правило, должны возводиться на проч-
ных грунтах.
При слабых сильно сжимаемых грунтах, если величины дефор-
маций превосходят допускаемые или при расчете по несущей спо-
собности не удовлетворяются условия устойчивости, должны при-
ниматься меры по усилению естественного основания, увеличиваю-
щие несущую способность грунтов и их модуль деформации, либо
проектироваться фундаменты, на искусственных основаниях (свай-
ных и др.).
Фундаменты под силосные корпуса обычно проектируются
в виде сплошных безбалочных плит. При надлежащем технико-
экономическом обосновании может оказаться целесообразным
устраивать фундаменты в виде балочных плит (с ребрами вверх).
При прочных практически несжимаемых грунтах (скальных,
крупно-обломочных, твердых глинах, плотных гравелистых песках
и т. п.) фундаменты могут быть запроектированы раздельными
в виде:
а) плит — для каждого силоса в отдельности;
б) лент — для ряда колонн;
в) башмаков — для каждой колонны в отдельности..
Глубина заложения подошвы фундамента устанавливается
в зависимости от технологических требований (например, наличия
заглубленных вагон-весов), а также конкретных инженерно-геоло-
гических и гидрогеологических условий.
При песчаных и глинистых грунтах глубина заложения фунда-
ментов силосных корпусов должна быть не. менее '2,0 м и не
меньше, глубины промерзания.
При строительстве на насыпных грунтах глубина заложения
назначается, исходя из требования, что подошва фундаментной
плиты должна располагаться ниже кровли грунта, принятого в ка-
честве основания, не менее чем на 1 м.
Проекты силосных складов должны содержать основные ука-
зания:
262
Глава XVI. Основания и фундаменты силосов
а) по привязке проекта к местным грунтовым условиям;
б) по производству строительных работ, в том числе, цо под-
готовке основания;
в) по первичной загрузке силосного корпуса;
г) по наблюдению за осадками корпуса.
Расчет оснований
Расчет оснований под фундаменты силосных корпусов, возво-
димых на сжимаемых (нескальных) грунтах, должен производиться
по второму предельному состоянию (по деформации).
По первому предельному состоянию — по несущей способности
(прочности или устойчивости) расчет производится в случаях:
а) если основание ограничено откосами (на устойчивость);
б) если основание сложено скальными грунтами (на проч-
ность) .
Расчет оснований по деформациям производится по норматив-
ным нагрузкам для случая основного сочетания нагрузок, а рас-
чет оснований по несущей способности — по расчетным нагрузкам
при учете основного, дополнительного или особого сочетания на-
грузок.
При расчете оснований и фундаментов силосных корпусов дей-
ствие ветровой нагрузки учитывается на сооружение в целом.
Расчет по деформациям производится в том случае, если сред-
нее давление по подошве фундамента (равное частному от деления
суммарных нормативных нагрузок на площадь подошвы фунда-
мента) не превышает нормативного давления на основание, опреде-
ляемого по формуле (12) п. 5.10 СНиП П-Б.1-62.
Для случаев внецентренно нагруженного фундамента наиболь-
шее давление на грунт у края подошвы (при линейной эпюре дав-
лений) от нормативных нагрузок при любых комбинациях их не
должно превышать 1,2 /?н, где Rn— нормативное давление на
основание.
Расчет по несущей способности (устойчивость) основания из
нескальных грунтов производится при образовании в грунте по-
верхности скольжения, охватывающей всю подошву фундамента,
по теории предельного равновесия грунтовой среды в соответствии
со СНиП П-Б. 1-62 п. 5.31; 5.32; 5.33.
Расчет оснований по несущей способности в случае скального
основания производится на прочность независимо от размеров и
глубины заложения фундамента по формуле
Ф<0,5Ян, (162)
где Ф — несущая способность основания для рассматриваемого
направления нагрузок;
RH — временное сопротивление образцов скального грунта на
одноосное сжатие в водонасыщенном состоянии;
0,5 — произведение коэффициентов однородности скального
грунта и условий работы.
При определении конечной осадки фундамента силосного кор-
пуса нормальные напряжения грунта основания в любой точке по-
§ 51. Основания
263
дошвы фундамента, определенные по формуле неравномерного сжа-
тия для условий пространственной задачи, должны быть не бо-
лее 1,2 7?н.
уун Л4» Л43
omax = _± _L±_A <1,2ЯН, (163)
mln F Wy
где NH — нормативная нагрузка на основание в наиболее не-
выгодной комбинации;
F — площадь псщошвы фундамента;
М” и —изгибающие моменты всех внешних сил относи-
тельно соответствующих осей х и у, проходящих
через центр тяжести подошвы фундамента;
Wx и — моменты сопротивления площади подошвы фунда-
мента относительно вышеуказанных осей.
Расчет конечных осадок фундамента производится по методу
суммирования осадок отдельных слоев основания при средних мо-
дулях общей деформации по каждому слою в пределах сжимаемой
(активной) зоны.
Расчет оснований под силосные корпуса согласно требованиям
СНиП П-Б. 1-62, как правило, должен производится по второму
предельному состоянию, определяемому предельно допустимыми
величинами деформаций (осадкой и креном).
При разработке типовых проектов силосных складов рекомен-
дуется принимать в качестве основания па рекомендации НИИос-
нований и подземных сооружений следующие грунтовые <условия:
для песчаных грунтов
нормативный угол внутреннего трения <рн = 32°;
модуль деформации Е = 240 кГ!см2\
для глинистых грунтов
нормативный угол внутреннего трения фн=21°;
удельное сцепление С = 0,30 кГ1см2\
модуль деформации Е = 200 кГ/см2.
Кроме основного варианта, рекомендуется давать варианты
фундаментов отдельно для песчаных грунтов, имеющих фн = 38° и
Ё = 330 кГ!см2 и отдельно для глинистых — с фн = 18°, Сн =
=0,2 кГ)см2 и Е=120 кГ!см2'
Во всех случаях при типовом проектировании допускается при-
нимать объемный вес грунта равным 1,8 т/ж3 и считать, что модуль
деформации грунта на каждые 5 м по глубине увеличивается на
20% по сравнению с модулем на предыдущем уровне.
Расчет отдельного фундамента производится путем определе-
ления осадки S по вертикали, проходящей через центр подошвы
плиты фундамента в предположении (условно) равномерной за-
грузки основания средний давлением от внешней нормативной на-
грузки по формуле (20) СНиП П-Б. 1.62. Крен отдельного прямо-
угольного фундамента при эксцентричном его загружении опреде-
ляется по формулам (23) и (24) СНиП П-Б. 1.62.
В целях приближения расчета оснований к действительности
следует учитывать изменение упругих свойств грунта после перво-
начального его обжатия. Так как временная загрузка от засыпки
264 Глава XVI. Основания и фундаменты силосов
в силосах превышает постоянную нагрузку от собственного веса
сооружения и большинство грунтов обладает большой долей оста-
точных деформаций, в случае первоначальной неравномерной за-
грузки силосного корпуса величина крена при необжатом грунте
может получиться выше предельно допустимой величины. Поэтому
необходимо производить предварительное обжатие грунта равно-
мерной засыпкой всего корпуса, о чем должны быть даны подроб-
ные указания в проекте.
У обжатого грунта модуль деформации изменяется в сторону
повышения и может превзойти первоначальную величину в не-
сколько раз. Но учитывая, что деформация уплотнения для многих
грунтов требует значительного времени, можно принять повышение
модуля деформации для обжатого грунта (после выдержки соору-
жения под равномерной временной нагрузкой) в два раза. Это
позволяет уменьшить теоретически вычисляемую величину крена при
дальнейшем загружении корпуса.
Таким образом, при расчете креца может учитываться обяза-
тельное для силосных корпусов предварительное обжатие грунта
равномерной загрузкой, причем средний модуль деформации для
обжатого грунта (^ср) может приниматься равным
<р = 2£ср> («64)
где £Ср — средний модуль деформации, полученный по данным
инженерно-геологических изысканий по формуле
п
2 EihiPi
£ер = -Ц--------- («65)
2 hiP‘
1
здесь Ei, hi, pi — соответственно модули деформации, толщина и
средние давления от х внешней нагрузки отдель-
ных слоев грунта в основании, на которое разби-
валась сжимаемая толща.
п — число слоев, на которые разбита толща осно-
вания.
Осадки и крены фундаментов силосного корпуса должны опре-
деляться с учетом влияния давления в основании, вызванном на-
грузкой от соседних фундаментов.
Определение осадок и кренов фундаментов в результате их
взаимного влияния производится методом угловых точек по фор-
мулам (19) и (26) СНиП П-Б. 1-62.
Предельные величины деформаций основания фундаментов си-
лосных корпусов (за время строительства и эксплуатации) от на-
иболее невыгодных сочетаний нагрузок с учетом влияния нагрузок
от соседних фундаментов не должны превышать:
а) средня^ осадка (5Пр.ср.) 30 см\
б) крен (tg©) 0,004.
При проектировании соединения отдельных силосов или силос-
ных корпусов верхними или нижними галереями, а также при при-
§ 52. Фундаменты
265
мыкании к корпусам различных конструкций (рабочей башни, шахт
для лифтов, переходов и др.) при назначении размеров опорных
частей стыков указанных конструкций должна учитываться отно-
сительная величина возможных смещений сооружения вследствие
осадок и крена и предусматриваться подвижность стыковых со-
пряжений.
§ 52. Фундаменты
Для круглых отдельно стоящих силосов фундаменты обычно
выполняются в виде кольца или круглой плиты.
Кольцевые фундаменты. Фундаменты под силосы, не имеющие
подсилосного этажа, устраиваются в виде бетонного или железо-
бетонного кольца, через которое нагрузка от стен передается на
грунт; давление, приходящееся на дно силоса, передается на грунт
непосредственно через засыпку. При значительном давлении, пере-
дающемся на грунт от нагрузки через засыпку, может произойти
недопустимая осадка грунта под засыпкой, а следовательно, и под
находящимся рядом фундаментом.
Во избежание недопустимых осадок фундамента, кроме про-
верки давления под кольцевым фундаментом, определяется среднее
давление на грунт путем деления суммы нормативных нагрузок
(собственный вес, полный вес сыпучего тела в силосе и вес за-
сыпки» образующей днище) на общую площадь, ограниченную
внешней гранью кольцевого фундамента. Эта величина не должна
превышать расчетного сопротивления основания. Кольцевой фунда-
мент рассчитывается как консольный башмак. При устройстве же-
лезобетонных башмаков по их окружности устанавливается распре-
делительная арматура.
Кольцевой фундамент должен размещаться относительно
стенки силоса таким образом, чтобы изгибающйе моменты внешней
и внутренней консольных частей были равны. В таком случае на
стенку силоса изгибающий момент передаваться не будет. Для со-
блюдения этого условия ось подошвы кольцевого фундамента сме-
щается внутрь против оси стенки на величину, которая может быть
вычислена из условия равенства изгибающих моментов относи-
тельно оси стенки силоса от наружного^ и внутреннего полуколец.
Круглые фундаментные плиты устраиваются -по контуру от-
дельно стоящего круглого силоса, имеющего подсилосный этаж,
в тех случаях, когда по площади (исходя из условий опирания на
грунт) устройство кольцевого фундамента оказывается недоста-
точным.
При опирании стенок силосов непосредственно на фундаменты
или на отдельно стоящие колонны, а также при опирании на ряд
дополнительных внутренних колонн усилия в круглых фундамент-
ных плитах определяются, как в круглых плитах, опертых по
контуру.
Определение усилий для наиболее часто встречающихся нагру-
зок может быть произведено по табл. 25—27 приложения.
Фундаменты под силосные корпуса обычно устраиваются в
виде сплошных плит с выпуском консолей на 0,2 D, где D — диа-
метр круглого или сторона квадратного силоса.
266
Глава XVI. Основания и фундаменты силосов
Фундаментные плиты рассчитываются на усилия, возникающие
в них от реактивного давления грунта. При наличии подсилосного
этажа и передачи давления на фундаменты через колонны наибо-
лее выгодными по расходу материалов' оказываются ребристые
фундаментные плиты. В этом случае по линиям' колонн устраива-
ется система взаимно перпендикулярных балок, на которые опи-
раются плиты. Внутренние плиты рассчитываются в зависимости
от схемы балок как жестко защемленные между балками по трем
или четырем сторонам. Наружные плиты рассчитываются как кон-
сольные.
Однако при достаточно развитых капителях колонн наиболее
удобными для производства работ и экономичными оказываются
безбалочные плиты. В этом случае расчет фундаментной плиты на
реактивную нагрузку от давления основания ведется как для без-
балочных плит методом заменяющих рам или другим способом.
При определении реактивного давления основания следует рассмат-
ривать следующие случаи загружения:
а) полная загрузка всех силосов постоянной и временной на-
грузками;
б) полная постоянная плюс временная загрузки половины ба-
нок силосного корпуса (односторонняя нагрузка);
в) полная постоянная и временная нагрузки во всех силосах,
кроме одного (при наличии дополнительных внутренних колонн),
для проверки сечения фундаментной плиты и плиты днищ в неза-
груженном силосе.
Для расчета фундаментов и других элементов силосных кор-
пусов должны быть учтены изменения расчетных усилий в них
вследствие возможного перераспределения реактивных давлений
основания по теории расчета балок и плит на упругом полупро-
странстве.
Корпуса со сблокированными силосоми обладают значительной
пространственной жесткостью, дающей возможность считать их
абсолютно жесткими сооружениями в целом, т. е. испытывающими
деформации (осадку и крен) как единая пространственная конст-
рукция. В этом случае подошва силосного корпуса практически не
претерпевает общего изгиба и, следовательно, при определении
контактных реактивных давлений грунта под подошвой фундамента
она может быть принята для сооружения в целом как жесткий
штамп. Жесткий штамп выравнивает деформации основания, но
при этом в основании происходит перераспределение напряжений
в грунте.
Величина и распределение реактивных давлений по подошве
фундамента зависят от деформативности основания и могут опре-
делятся в соответствии со СНиП П-Б. 1-62 п.5.9 из условия работы
сооружения и его сжимаемого основания. В этом случае грунт
в целом или послойно рассматривается как изотропное линейно де-
формируемое полупространство.
Характер распределения реактивных давлений для фундамен-
тов с подошвой больших размеров для любых видов сжимаемых
грунтов имеет седлообразный вид, что соответствует расчету осно-
ваний как ynpyrorQ полупространства. Седлообразная эпюра
§ 52. Фундаменты
267
реактивных давлений дает возможность определить возникающую
перегрузку крайних колонн подсилосного этажа и, соответственно,
напряжение смятия в стенах силосов.
Величина перегрузки может иметь решающее значение при
расчете прочности элементов корпуса.
В целях уменьшения величины концентрации напряжений по
подошве фундаментов рекомендуется срезать углы фундамента и
по возможности уменьшать вынос консольных краев фундаментов.
Определение давлений под подошвой фундамента с достаточ-
ной для практических целей точностью можно выполнять, поль-
Рис. 141. Формы эпюры реактивных давлений грунта
от равномерно распределенной нагрузки для про-
странственной задачи
а — теоретическая; б — приближенная, принимаемая для
расчета днища
6)
зуясь готовыми таблицами реакций оснований для абсолютно жест-
ких плит, нагруженных симметричной нагрузкой (табл. 21.14 [38]).
Принимая всю конструкцию в целом абсолютно жесткой,
в целях упрощения можно, как правило, не учитывать конечную
жесткость плиты фундамента. При определении реактивного дав-
ления грунта допустимо не учитывать местный изгиб фундамента
между колоннами, так как значительная толщина фундаментной
плиты с установленными на ней жесткими башмаками обеспечи-
вает значительную жесткость изгибаемых частей фундаментов, и
поэтому местные изгибы фундамента не могут существенно по-
влиять на перераспределение реактивных давлений грунта.
Закон неравномерности (седлообразности) распределения реак-
тивных давлений, _ очевидно, остается в силе и при эксцентричном
загружении корпуса. Однако в целях упрощения расчета, учитывая
приближенность всех исходных данных, можно допустить исполь-
зование в этом случае условного приема: сложение седлообразной
эпюры напряжений от действия равномерной вертикальной на-
грузки на фундамент (вычисленной с учетом упругости грунта)
с линейной эпюрой от общего внешнего момента, действующего на
сооружение, вычисленной без учета упругости основания (рис. 142).
В соответствии с изложенным эпюра реактивных давлений по
подошве фундамента принимается неравномерной (седлообразной)
268-
Глава XVI. Основания и фундаменты силосов
и определяется по теории линейно деформируемого полупростран-
ства, как для пространственной задачи, при длине фундамента,
не превосходящей ширину его более чем в 3 раза (рис. 141).
При определении реактивных давлений по подошве разреша-
ется не учитывать местный изгиб фундаментной плиты и вместо
сосредоточенных сил от колонн принимать равномерно распреде-
ленную нагрузку на фундамент.
Для того чтобы производить такой расчет силосных корпусов,
состоящих из нескольких силосов, должна быть обеспечена на-
Рис. 142. Приближенная
эпюра реактивных давлений
при эксцентричном загруже-
нии фундамента
1 — эпюра давлений от равно-
мерно распределенной нагрузки
q\ 2 — эпюра давлений от дей-
ствия изгибающего момента М\
3 — суммарная эпюра давлений
от q и М
дежная связь между силосами в ме-
стах их сопряжения, а также силосов
с днищами, колоннами и надсилос-
ными перекрытиями.
Если указанные конструктивные
Рис. 143. Определение рас-
четной поперечной силы в
фундаментной плите для
средней квадратного сече-
ния колонны
ш — п — сечения фундамент-
ной плиты, в которых опреде-
ляется расчетная поперечная
сила; Ло —рабочая высота сече-
ния фундаментной плиты; b —
ширина башмака колонны
мероприятия выполнены, то можно считать силосный корпус жестким
штампом и строить в соответствии с этим седлообразную эпюру
реактивных давлений в основании силосного корпуса от симметрич-
ной нагрузки (рис. 141).
Величину реактивных давлений грунта на фундаментные плиты
корпусов с круглыми силосами диаметром 6 м и квадратными си-
лосами 3X3 м разрешается определять с учетом- их распределения
по закону плоскости.
Расчет фундамента производится на реактивное давление осно-
вания от расчетных нагрузок за вычетом собственного веса фун-
дамента, грунтовой засыпки и пола.
Толщину железобетонных фундаментных плит рекомендуется
подбирать так, чтобы поперечная сила воспринималась бетоном
без учета арматуры. При этом поперечная сила, приходящаяся на
1 м сечения плиты, должна удовлетворять условиям
Q < О,75Яр-1ООйо, (166)
где h0 — рабочая высота сечения плиты в см.
§ 53. Особенности конструирования
269
При выполнении условия (166) хомуты и отогнутые стержни
не ставятся.
Расчетная поперечная сила для средней квадратной в плане
колонны, приходящаяся на 1 м сечения фундаментной плиты
(рис. 143), определяется по формуле
= a [F - (& + ЗД . (167)
4 (Ь И- Ло)
расчетная поперечная сила для сред-
ней прямоугольной в плане колонны,
приходящаяся на 1 м плиты, опре-
деляется по формуле
Q a[F-(b + 2hQ) (a + 2ft0)]
2(a + b + 2hQ)
(168)
где о — реактивное давление
грунта на подошву
фундаментной плиты
от расчетных нагру-
зок; без учета веса
фундамента и засыпки
над ним;
F — площадь фундамен-
ной плиты, на, кото-
рую передается на-
грузка от колонны;
a, b, h0 — длина и ширина баш-
мака колонны на
уровне верха плиты и
высота от верха плиты
до центра тяжести
нижней арматуры.
При непосредственном опирании
Рис. 144. Определение рас-
четной поперечной силы для
случая опирания одиночного
силоса на фундаментную
плиту;
1 — сечение, в котором опре-
деляется поперечная сила
стен круглого силоса на фун-
даментную’плиту (рис. 144) расчетная поперечная сила опреде-
ляется по формуле
|o(D —2/i0)2
4(Г>-йо)
(169)
где D — диаметр силоса по осям стен; остальные обозначения
те же, что для формулы (168).
§ 53. Особенности конструирования
Фундаменты силосных корпусов, как правило, проектируются
сплошными в виде цельной плиты на всю секцию.
Осуществлять сплошную плиту больших размеров из сборных
элементов сложно. Кроме того, размеры и формы фундаментов
могут существенно изменяться в зависимости от технологиче-
ских, гидрогеологических и других условий, поэтому целесообразно
270
Глава XVI. Основание и фундаменты силосов
фундаменты под силос проектировать из монолитного железобетона.
Марка бетона принимается не ниже 200. Оптимальным решением
фундаментов является сплошная безбалочная плита постоянной
толщины с устанавливаемыми на ней подколонниками стаканного
типа. Такое решение фундаментов наиболее просто в производстве
и надежно в работе.
Некоторое увеличение расхода бетона по сравнению с ребри-
стой конструкцией вполне оправдывается уменьшением расхода
стали и резким уменьшением трудоемкости. Поэтому ребристая
конструкция фундамента, состоящая из плиты и балок, может быть
допущена только при значительном расстоянии между колоннами
подсилосного этажа, как, например, в случае пропуска железнодо-
рожного состава под силосами или в других случаях при соответ-
ствующем технико-экономическом обосновании.
Опирание колонн на фундаментную плиту проектируется с по-
мощью сборных (или монолитных) подколенников стаканного типа,
устанавливаемых на плиту.
Опорная площадь сборных подколенников подбирается по усло-
вию недопущения отрывающих напряжений по плоскости сопряже-
ния башмака с фундаментной плитой.
Фундаментная плита всегда выполняется в монолитном желе-
зобетоне, поэтому для лучшей связи подколенников с фундамент-
ной плитой предпочтительно и подколенники выполнять в монолит-
ном железобетоне.
Фундаменты проектируются с учетом выполнения нулевого
цикла производства работ. Фундаментные плиты армируются по-
верху и понизу двойной арматурой. Арматура проектируется из
двух рядов плоских сварных сеток с рабочей арматурой в одном
направлении, при этом сетки укладываются друг на друга накрест.
Для укладки верхней арматуры в проектное положение пре-
дусматриваются зигзагообразные сварные каркасы (подставки),
вертикально устанавливаемые на нижнюю арматуру.
У отдельно стоящего силоса фундаментная плита отвечает его
очертанию. В круглых отдельно стоящих силосах целесообразно
устраивать круглую плиту, армируемую кольцевой и радиальной
арматурой, или кольцевые фундаменты.
Армирование кольцевых фундаментов радиальными сварными
сетками производится по расчету. Кольцевая арматура устанавли-
вается по конструктивным соображениям.
Защитный слой для арматуры железобетонных фундаментов
принимается 35 мм при наличии бетонной подготовки и 7(У мм—
при устройстве фундаментов на сухих грунтах без бетонной под-
готовки. Для армирования фундаментов рекомендуется сталь: для
рабочей арматуры — классов А-П и А-Ш; для конструктивной —
класса A-I.
При расчете фундаментных плит силосов рекомендуется учи-
тывать нарастание прочности бетона во времени, если время .от
окончания бетонирования фундаментных плит до полной загрузки
силосов составляет не менее 3 месяцев. При этом расчетное сопро-
тивление бетона следует определять из условий марки бетона,
равной 1,25 /?2в, где /?28 — проектная марка бетона фундаментной
плиты.
§ 54. Особенности проектирования
271
Глава XVII
ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ СИЛОСОВ В СЕЙСМИЧЕСКИХ
РАЙОНАХ
§ 54. Особенности проектирования
При проектировании силосных сооружений в сейсмических рай-
онах их конструкции должны отвечать специальным требованиям
норм и правил строительства в сейсмических районах СНиП
П-А.12-62, а также инструкции по определению сейсмической на-
грузки для зданий и сооружений.
Инженерно-геологические и гидрогеологические изыскания
должны иметь материалы, уточняющие сейсмичность пункта строи-
тельства, на основании которых определяются сейсмическое микро-
районирование и характеристики грунтов в сейсмическом отно-
шении. При выборе места для строительства силосных корпусов
следует избегать участков неблагоприятных в сейсмическом отноше-
нии. При необходимости строительства на таких участках должна
быть запроектирована специальная инженерная подготовка участка.
Расчетная сейсмичность силосных корпусов принимается в соот-
ветствии со СНиП П-А. 12-62, табл. 4 как для монументальных зда-
ний и сооружений. В сейсмических районах рекомендуется проек-
тировать корпуса, состоящие из сблокированных многорядных
силосов, возводимых из монолитного и сборно-монолитного железо-
бетона.
Проектирование .силосных корпусов, возводимых в районах
с сейсмичностью 6 баллов и менее, производится на общих осно-
ваниях, и. особых антисейсмических мероприятий предусматривать
не требуется.
При сейсмичности 7 баллов и более все элементы конструкции
силосного корпуса должны быть рассчитаны, кроме обычных на-
грузок, на действие сейсмических сил. При этом действие ветровой
нагрузки не учитывается. При определении давления сыпучего ма-
териала на стенки силосов воздействие сейсмических сил допол-
нительно не учитывается. Сейсмические силы, которые действуют
на массу сыпучего материала, определяются, как для массы твер-
дого тела, выдерживающей инерционную силу, вычисляемую по
формуле СНиП П-А.12-62 (Г)
$tk ~ QkXc?iTiik^ (170)
где Sih — максимальное значение расчетной сейсмической
нагрузки, соответствующей f-му тону свободных
колебаний;
Кс — определяется по СНиП П-А.12-62 табл. 2 в зави-
симости от расчетной сейсмичности в баллах;
Qh — нагрузка, вызывающая инерционную силу (соб-
ственный вес конструкций с коэффициентами пе-
регрузки согласно СНиП П-А.12-62 табл. 1;
Pi — коэффициент динамичности..
272 Г лава X VII. П роектирование силосов в сейсмических районах -
О 9
р/ = — (Т(— численное значение периода колебаний сооружения);
т)г * — коэффициент, зависящий от формы7 деформаций
сооружения при его свободных колебаниях,
Рис. 145.
Конструктив-
ная схема си-
лоса для оп-
ределения пе-
риода свобод-
ных колеба-
ний
а — план, б —
разрез;
1 — силосная
банка; 2 —
днище силоса;
3 — стойки си-
лоса
Рис. 146. Ди-
нами ческая
расчетная мо-
дель силоса
для опреде-
ления перио-
да свободных
колебаний
п
(171)
здесь Хл, Xj — высота от основания сооружения
до уровня расположения рассмат-
риваемой точки k и всех точек /,
в которых принята сосредоточен-
ная масса сооружения.
Коэффициент перегрузки для сыпучего мате-
риала в силосах при расчетах на сейсмические
воздействия принимается равным единице, для
прочих нагрузок — по СНиП П-А. 12-62 табл. 1.
Сейсмические нагрузки принимаются действую-
щими горизонтально в направлении продольной
и поперечной осей корпуса. При сблокированных
многорядных силосах с количество^ рядов, оди-
наковым по обоим направлениям главных осей,
можно- считать сейсмическую нагрузку в обоих
направлениях одинаковой. Силосные корпуса
с подсилосным этажом, располагаемым на колон-
нах, допускается, рассчитывать на сейсмичность
с учетом только основного тона (первой формы)
свободных колебаний.
При определении сейсмических нагрузок наи-
большую трудность составляет определение коэф-
фициента динамичности 0, зависящего от пе-
риода свободного колебания сооружения Т.
Определение периода свободных колебаний
силосов для сыпучих материалов может быть
выполнено методом начальных параметров. Кон-
структивная и расчетная схема представлены на
рис. 145 и 146. Обозначения:
/i; Е\1\—длина и изгибная жесткость
стойки, поддерживающей силос-
ный корпус;
п — количество стоек;
/2 — высота силоса от низа плиты
днища до верха плиты покрытия;
Е2/2х и Е2/2у — изгибная жесткость силоса отно-
сительно осей х и у\
Q — вес силоса, включая засыпку
в нем;
§ 54. Особенности проектирования
273
tn — погонная масса силоса, m = —— > где g — ускорение
gh
силы тяжести.
Динамическую расчетную модель сооружения можно изобра-
зить в виде консольного стержня, опорное сечение которого жестко
защемлено -от поворотов, ло упруго оперто по линейным смещени-
ям, перпендикулярным к оси стержня (рис. 146).
Определение частоты и периода колебаний. Характеристическое
уравнение для определения частоты свободных колебаний такого
стержня, выведенное методом начальных параметров ib матричной
форме, описано в работе JIO ГПИ Проектстальконструкция «Метод
начальных параметров в матричной форме в задачах на определе-
ние частот свободных колебаний стержневых систем», 1963 г.
В результате решения задачи было получено следующее транс-
цендентное уравнение:
СР —АВ
El. ~ ВР — Д2
(172)
(173
где со — круговая частота
колебаний в рад!сек\
А = — (ch и -J- cos а);
2
В = — (sh и 4- sin «);
С = — (ch и — cos а);
2
известные специальные функции
'А. Н. Крылова.
D = — (sh и — sin и).
2
Подробные таблицы этих функций можно найти в книге
И. М. Бабакова «Теория колебаний», ГИТТЛ, 1958. Некоторые зна-
чения этих функций приводятся в табл. 31.
Решения уравнения (172) сведены в табл. ^1.
Вычислив на основании исходных данных величину t = ------->
Е12
по табл. 31 в графе 10 находим t и соответствующее значение и
в графе 1.
Зная w, по формуле (173) легко найдем круговую частоту и
период свободных колебаний Т.
Определение параметра частоты и
Таблица 31
и и3 Функции А. Н. Крылова CD —АВ (CD — АВ) и3 BD — Аа t*
А V в С D
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
0,05 0,000125 1,00000 0,05000 0,00125 0,00002 —0,05000 —0,00006 —1,00000 0,00006
0,10 0,00100 1,00000 О', 10000 0,00500 0,00017 —0,10000 —0,00010 —0,99898 0,00010
0,15 0,003375 1,00002 0,15000 0,01125 0,00056 —0,15000 —0,00051 —0,99996 0,00051
0,20 0,00800 1,00007 0,20000 0,02000 0,00134 —0,19999 —0,00160 —0,99987 0,00160
0,25 0,015625 1,00016 0,25000 (Г03125 0,00261 —0,24996 —0,00391 —0,99967 0,00391
0,30 0,02700 1,00034 0,30002 0,04500 0,00450 —0,29992 —0,00810 —0,99933 0,00811
0,35 0,04287 1,00062 0,35004 . 0,06125 0,00715 —0,34982 —0,01500 —0,99874 0,01502
0,40 0,06400 1,00106 0,40008 0,08000 0,01067 —0,39965 —0,02558 —0,99785 0,02564
0,45 0,09110 1,00171 0,45015 0,10126 0,01519 —0,44938 —0,04094 —0,99659 0,04108
, 0,50 0,12500 1,60260 0,50026 0,12502 0,02084 —0,49896 —0,06237 —0,99478 0,06270
0,55 0,16640 1,00381 0,55042 0,15129 0,02773 —0,54832 —0,09124 —0,99237 0,09194
0,60 0,21600 1,00540 0,60074 о', 18006 0,03601 —0,59750 —0,12906, —0,98920 0,13047
0,65 0,27463 1,00742 0,65097 0,21136 0,04578 —0,64612 —0,17744 —0,98509 0,18013
0,70 0,34300 1,01000 0,70140 0,24516 0,05718 —0,69440 —0,23818 —0,97999 0,24304
0,75 0,42188 1,01318 0,75198 0,28149 0,07034 —0,74209 —0,31307 —0,97364 0,32155
0,80 0,51200 1,01707 0,80273 0,32036 0,08538 —0,78908 —0,40401 —0,96589 0,41828
0,85 0,61413 1,02175 0,85380 0,36177 0,10242 1 —0,83532 —0,51299 —0,95653 0,53630
Продолжение табл. 31
и и* Функции А. Н. Крылова CD —АВ (CD — АВ) и3 BD — А» **
А В С D
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
0,90 0,72900 1,02735 0,90492 0,40573 0,12159 —0,88034 —0,64177 —0,94542 0,67882
0,95 0,85738 1,03395 0,95645 0,45227 0,14303 —0,92423 —0,79242 —0,93225 0,85000
1,00 1,00000 1,04169 1,00833 0,50139 0,16687 —0,96670 —0,96670 —0,91686 1,05436
1,10 1,33100 1,06106 1,11343 0,60746 0,22222 —1,04643 —1,39280 —0,87842 1,58557
1,20 1,72800 1,08657 1,22075 0,72415 0,28871 —1,11729 —1,93068 —0,82806 2,33157
1,30 2,19700 1,11920 1,33097 0,85171 0,36741 —1,17669 —2,58519 —0,76360 3,38553
1,40 2,74400 1,16043 1,44487 0,99047 0,45933 —1,22172 —3,35240 —0,68293 4,90885
1,50 3,37500 1,21157 1,55338 1,14083 0,56590 —1,24855 —4,21386 —0,58319 7,22554
1,60 4,09600 1,27413 1,68757 1,30333 0,68800 ; — 1,25349 —5,13430 —0,46236 11,10455
1,70 4,91300 1,34974 1,81864 1,47858 0,'82699 —1,23192 —6,05242 —0,31780 19,04475
1,80 5,83200 1,44013 1,95801 1,66734 0,98416 —1,17886 -6,87511 —0,14698 46,77582
1,8751
8,00000 1,67302 2,26808 2,08918 1,35878 —0,95581 —7,64648 0,28283 —27,03560
2,00
2,30 12,16700 2,18547 2,84133 2,85175 2,09563 —0,23343 —2,84014 1,17810 —2,41078
♦ t с/2 & (СР — АВ) и?
Ё/2 ~ ВР — А* ! 1
276 Глава XVII. Проектирование силосов в сейсмических районах
Порядок расчета:
1. Определяется жесткость стоек на смещение для случая жест-
кой заделки стоек в плиту подсилосного этажа
(174)
_ ЗЕ^п _ 24Е111п
/ L \з /3
/ __L_ \ *1
\ 2 /
отсюда видно, что
2. Определяется
В случае шарнирного ^прикрепления стоек к плите подсилосного
этажа
ЗЕ^л - - 3 - ч (175)
СЖ ~ (176)
величина
с/32 4» — • (177)
^2^2
По табл. 31 определяем соответствующий значению t пара-
метр частоты и.
4. Определяется
стемы
круговая частота свободных колебаний си-
(178)
5. Определяется период свободных колебаний
(О
(179)
§ 55. Примеры расчета
Пример I
Требуется определить период свободных колебаний железобе-
тонного силосного корпуса для цемента, состоящего из двух сило-
сов диаметром 12 м по конструктивной схеме 1, показанной на
рис. 147.
Исходные данные: толщина стенок силосов 6=24 см; стойки
размером 110X110 см; материал засыпки—цемент с объемным ве-
сом у=1.6’0,9=1,44 т/л<3. Марка бетона стоек — 300, число стоек 24,
/1=980 см.
Момент инерции одной стойки
НО4
Л = — = 0,122-108 Ег = Е2 = 315 000 кГ]см\
12
EJi = 384-1010 кГ/см2; п = 24; /2 = 3 160 см; 12х = 306-108 см*;
121/ г 945• 108 см*; Е212и = 2 975• 1013 кГсм2; Е212х = 966• 1013 кГсм2-
§ 55. Примеры расчета
277
Вес надсилооного этажа с временной нагрузкой
Q3 = 400-103 кг\
вес подсилосной плиты
- 1400-Ю3 кг\
6)
Рис. 147. Схема модели силосного корпуса для определе-
ния периода свободных колебаний
а — план; б — разрез; в — план колонн
вес цемента
Qi = 10 000-103 кг\
Q = Qi г Q2 + Q3 = 11 800-103 кг.
Стойки жестко заделаны в подсилосную плиту.
Погонная масса силосов определяется по формуле
Q 11 800-103 о О1 Г \
m = — =---------------= 3,81 к Г сек2/см2.
gl2 981-3 160
Колебания вдоль оси х
1 24^/хП 24-384-10^-24 __ .
1. с =-------= -----------•--------= 235-104 кГ см;
l3t 9803
2 t = СЛ 235 1о*-31бо» 2 1
£2/2 ’ 2 975 1013 ’ к Г ’
278 Глава XVII. Проектирование силосов в сейсмических районах
3. По табл. 31 находим и= 1,215.
4.
5.
и2 -| / Е212у = 1у2152 / 2 975-Ю18
/2 V m 3160s V 3,81
1
сек
2-3,14
13,1
= 0,48 сек.
Колебания вдоль оси у
1. с = = 235 -104 кГ1см.
G
• , <4 235-104-3 160s _са 1
2. t = =-----------=- 7,68----
£2/2х 966-10м кГ
3. По табл. 31 находим и= 1,512.
= _^-|/ E2I2X _ 1.512s
У V m 3160s
/*966-1013 К
I / --------=11,5 рад[сек.
V 3,81
2к
2-3,14 п«
= -------= 0,55 сек.
11,5
Пример 2
Требуется определить период свободных колебаний силосного
корпуса для цемента, состоящего из двух банок, диаметром 12 м,
высотой 18 м по конструктивной схеме, изображенной на рис. 147.
Все остальные данные — по предыдущему примеру, за исключением
Z2=1960 см и Qi=6300« 103 кг.
Расчет произведен в табл. 32.
Пример 3
Требуется определить период свободных колебаний силосного
корпуса для зерна, состоящего из 12 силосов диаметром 6 ж, по
конструктивной схеме, изображенной на рис. 148.
Исходные данные: толщина стенок 6=16 см из бетона марки
200; колонны размером 45x45 см из бетона марки 200; зерно с объ-
емным весом у=0,8 т/м3-, -высота подсилосного этажа /1=600 см\
высота силосов включая подсилосную и надсилосную плиту Ь=
=3000 см. Ei=265 000 кГ!см2.
Момент инерции стойки /1=0,342*106,
^i/i = 2,65-10б-0,342-106 = 906-108 кгсм\
количество стоек равно 62;
24-906 1Q.-62 =6ЯО.|О,.
600s
§ 55. Примеры расчета
279
Моменты инерции силосных банок:
12х — 976-108 см*;
12у= 1710-108 см*;
Е2 = 315 000 к Г /см2.
Е2/2Х = 3,15-105-976-108 =
= 3070-1013 кгсм2;
Е212у = 3,15-105-1710. Ю8 =
= 5380-1013 кгсм2.
Вес надсилосного этажа
Q3 = 400-103 кг;
вес зерна с заполнением звез-
дочек
Qi = 11 000-103 кг;
вес подсилосной плиты
Q2 = 200-103 кг.
Расчет приведен в табл. 32.
Определение периода
свободных колебаний си-
лосов для сыпучих мате-
риалов приближенным ме-
тодом. Для силосных корпусов
с подсилосным этажом на колоннах
практически можно принять про-
стейшую динамическую схему рас-
чета — систему с одной степенью
свободы. Очевидно, что форма и
период колебаний корпуса зависят
в основном только от изгиба стоек,
т. е. жесткость самих силосов несо-
6)
Рис. 148. Схема модели си-
лосного корпуса для зерна
с заполнением звездочек
для определения периода
собственных колебаний
а — план; б — разрез
измеримо велика по сравнению с же-
сткостью (суммарной) колонн.
Днище силосов представляет собой в сочетании с цилиндриче-
скими сблокированными оболочками стен жесткую диафрагму на
уровне верха стоек. Эта диафрагма может перемещаться только
в своей плоскости и препятствует повороту верхних сечений стоек.
Динамическую модель можно представить в виде консольного стер-
жня, высотой равного высоте колонн, с сосредоточенной общей мас-
сой всего сооружения в верхнем конце стойки, который лишен воз-
можности поворота. Расчетную схему можно изобразить идентич-
ными динамическими моделями (рис. 149).
Круговая частота собственных колебаний системы определяется
по известной формуле
(180)
Таблица 32
Вычисление величин свободных колебаний для трех вышеперечисленных примеров
№ примера Направление колебаний по осям EJi в кгем* п в шт. в см ^О тпэ — я ги 1.2 в см TI to * ВС uq — se « 01 S’ •—и /2 Г т & 1 в сек рад (D В — сек. «и го л ь, •
1 X 384-1О10 24 980 235-104 3,81 3160 2975-1О13 2,49 1,21 8,86 13,1 0,48
У 384-10’0 24 980 *• ’ 235-1О4 3,81 3160 966-1013 7,68 1,51 5,05 . 11,5 0,55
2 X 384-1010 24 980 235-104 4,06 1960 2975-1013 0,59 0,87 22,30 16,8 0,37
У 384-10’° 24 980 235-1О4 4,06 1960 9(56-1013 1,83 1,13 12,70 16,2 0,39
3 X 906-1О8 62 600 6250-1О2 3,93 3000 5380-10’3 0,313' 0,75 13,00 7,31 0,86
У I 906-1О8 1р имеча 62 НИ J 600 i: 1. 2. 3. 5. 6250-1О2’ Пример.ы с с/, ^2^2 41/ Массой сто сой силосо 3,93 юставл ^2^2 т ек вви в с зат 3000 ены ив • ДУ ее ] юлнен 3070-Ю’3 [Ж. В. Слив! 4. Т- 4езначительв нем пренебр! 0,549 сером. 2г. [ОСТИ п ггаем. 0,85 • о срав] 9,81 нению с пс 7,07 тонной 0,89 • 1 мае-
Пример 3
281
где
(181)
Жесткость системы, т. е. величина, обратная единичной стати-
ческой деформации,— бц (от силы р-1 в точке /).
Q
Здесь М = ~—сосредоточенная масса системы в кг1сек21см,
где Q — вес сооружения (с учетом веса сыпучих материалов, но без
веса фундамента) в кг.
Рис. 149. Динамические модели для определения периода соб-
ственных колебаний силосных корпусов приближенным ме-
тодом
Остальные обозначения приведены в начале раздела.
Окончательная формула для круговой частоты собственных ко-
лебаний имеет вид
со
(182)
Для трех конструктивных схем, рассмотренных ранее, получим
следующие приближенные значения:
для схемы примера 1
лл 11 800-103 1О
Л4 —-----------— 12,05-103 кгсек2/см\
981
/ 24-384-1010-24 1у1 n 1
w = I / ------------------ = 14,0------;
V 9803-12,05-103
2-3,14 ‘
-------— 0,45 сек\
14.0
282 Глава XVII. Проектирование силосов в сейсмических районах
для схемы примера 2
М = 7800-1О3 = 7.95 103 кгсек^
981
, /~ 24-384-1010-24' „ 1
V 9803-7,95-103 сек
Г = 21ЗЛ4 =037
17,2
для схемы примера 3
лл 11 600-10s о о.
М ==-----------= 11,8-103 кг сек*[см\
981
f24-906-108-62 _ о_ 1 .
w = I / -------------= 7,26-----»
|/ 6003-11,8-Юз сек
Т = 2JM4 = 0 7
7,26
'-'W.
Полученные результаты расчета по приближенному Методу
сравним с результатами по точному расчету.
Таблица 33
Сопоставление периода колебаний по точному
и приближенному расчетам
№ примера Направление колебаний по осям Период колебаний Т
по точному методу по приближен- ному методу
1 X 0,48 0,45
У. 0,55
2 X 0,37 / 0,37
У 0,39
3 X 0,86 0,87
У 0,89
§ 55. Примеры расчета
283
Как видно из таблицы^ результаты для всех схем получились
практически достаточно близкими.
Отсюда можно придти к выводу^ что для силосных сооруже-
ний с подсилосным этажом на колоннах для определения периода
свободных колебаний допустимо применять приближенный метод,
т. е. использовать формулу (182).
0,9
Зная период колебаний Т, можно определить значение ? = •
При выбранной расчетной схеме для определения собственных
колебаний значение т]/л=1 и формула для определения инерцион-
ной силы будет иметь вид
$ik — Qk^cfii*
(183)
Эта сила должна быть приложена соответственно в точках, где
действуют нагрузки, вызывающие инерционные силы (Qi, Q2 и Q3).
Распределение сейсмической нагрузки в силосном корпусе меж-
ду вертикальными конструкциями обычно принимается пропорцио-
нально жесткости конструкций в уровне рассматриваемого этажа.
Проверку прочности конструкций следует производить, как правило,
в двух взаимно перпендикулярных горизонтальных направлениях
в соответствии с найденной сейсмической нагрузкой, полагая, что
сейсмические силы в обоих направлениях действуют статически и
независимо.
Для силосных корпусов с банками, начинающимися с фунда-
ментной плиты, динамическую расчетную схему можно принять
в виде консольного стержня с постоянной жесткостью и сосредо-
точенными массами по высоте. Определение периода основного
тона колебаний такой системы производится по разработанным ме-
тодам, освещенным в литературе (Инструкция по определению сей-'
смической нагрузки для зданий и сооружений. Госстройиздат, 1962).
Глава XVIII
ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА СИЛОСОВ
Пример 1
Требуется рассчитать отдельно стоящий круглый силос для це-
мента диаметром 12 м с монолитными стенами, возводимыми
в скользящей опалубке.
Исходные данные: высота стенки силоса /7=30 ж; объемный
вес цемента у=1,6 т/ж3; угол внутреннего трения <р=30°.
284
Глава XV 111. Примеры расчета силосов
Требуется определить толщину стенок силоса и площадь сече-
ния кольцевой арматуры.
По табл. 29 принимаем коэффициент трения цемента о стенку
/=0,60; коэффициент бокового давления — по табл. 2 приложения
6=0,333.
Поправочный коэффициент Со по табл. ^7:
при расчете нижней зоны стенок на
Н
1
» » верхней » » на Н
» » стенок на сжатие
» » стальной воронки
ао=2,0
«о= 1,0
йо = 1,0
До=2,5
При расчете стенок на сжатие объемный -вес цемента прини-
мается равным 1,6-0,9=1,44 т/м3.
Коэффициент перегрузки:
от собственного веса конструкций . п=1,1
от веса цемента................. п =1,3
от ветровой нагрузки......................... . и=1,3
Проектная марка бетона 300. Кольцевая арматура из горяче-
катаной стали периодического профиля класса А-П с расчетным
сопротивлением /?а=2 700 кПсм2.
Вертикальная арматура горячекатаная круглая из стали клас-
са A-I с расчетным сопротивлением Ra =2100 кГ1см2.
Модуль упругости арматуры £а = 2 100 000 кГ)см2. Расчетное
сопротивление бетона на растяжение при проверке по раскрытию
трещин £т = 14,5 кГ!см2.
Коэффициент условия работы бетона при определении мини-
мальной. толщины стенки согласно п>- 4.9 указаний СН 302—65
/«6=0,9 (для монолитных-стенок, возводимых в скользящей опа-
лубке). Нормативное сопротивление бетона на растяжение —
= 21 кГ]см2\ расчетное сопротивление бетона на сжатие £Пр =
= 130 кГ/см2; коэффициент условий работы бетона на сжатие /Пб =
=0,75 (для стенок, возводимых в скользящей опалубке).
Определение вертикального и горизонтального давления цемента
в силосе на различных глубинах и подбор площади сечения коль-
цевой арматуры
Вертикальное и горизонтальное давление определяем по фор-
мулам (98) и (99).
Принимаем толщину стенок 6=24- см\ тогда -внутренний диаметр
силоса £>=.11,52 м.
Предварительно вычисляем параметр — -fk> для круглого
D ?
силоса при р — —
4
yfk bfky = 4-0,60-0,ЗЗу _ 0
? D 11,52
Пример 1
285
В зависимости от параметра
фициенты 1).
Стенку силоса разбиваем по
рых определяем площадь сечения
Результаты расчета сведены в
у
по табл. 28 находим коэф-
высоте на шесть зон, для кото-
кольцевой арматуры.
табл. 34.
Таблица 34
Усилия в стенках цилиндрического силоса
Зона сверху у в м с» «о о о 11 °* Вертикальное норматив- ное давление в т!м? Горизонтальное норматив- ное давление В /И/-И2 (по табл. 27) а0 Расчетное горизонтальное усилие 7VP в т/л« 7 Расчетное сечение арма- туры в см? 3 Принято 1
1 5 0,345 0,846 6,77 2,26 1,0 16,8 6,23 2 0 10A-II, шаг 200
2 10 0,690 0,722 11,55 3,85 1,0 28,7 10,60 2 0 16A-II, шаг 200
3 15 1,035 0,623 14,95 4,98 2,0 74,2 27,50 2016A-II, шаг 140
4 20 1,380 0,542 17,35 5,78 2,0 86,0 31,80 2016А-П, шаг 100
5 25 1,725 0,477 19,10 6,36 2,0 94,5 35,00 То же
6 30 п 2,070 р и м е 0,422 ч а н и 20,30 я: 1. 2. 3. 4. 6,76 Рву = Р?у = № = - 2,0 ЧУ = ^Рву- %ПР 2 ур 100,0 = 1,6^. н D гу 37,00 » »
График расчетных горизонтальных усилий показан на ри-с. 150.
Определение минимальной толщины стенок
Толщину стенок определяем по формуле (106)
' * 7VH - 300Га
о =------------— .
1007?т/Иб
286
Глава XVIII. Примеры расчета силосов
Растягивающее усилие от нормативных нагрузок без учета по-
правочного коэффициента а0 находим по формуле (107)
№ =
Рис. 150. График изменения
расчетного горизонтального
усилия по высоте силоса
_ 6,76-11,52 _ _
—Т ------------------ об,0
т/м.
Тогда по формуле (106)
38 600-300-40,22
100-14,5-0,9
= 20,3 см.
Принимаем толщину стены си-
лоса 6=24 сж>20,3 см.
Проверка стенок на ширину
раскрытия трещин
Ширину раскрытия трещин опре-
деляем по формуле (200) СНиП
П-В.1-62
От — ^Т1 ^т2 ~Н Ojg.
Величины а-гь Дт2, атз опреде-
ляем по формуле ат=фа---------*т»
считая величины ал и аТ2 при крат-
ковременном действии нагрузки, а
величину атз — при длительном дейст-
вии нагрузки. Согласно СН 302-65
длительно действующую нагрузку
принимаем равной нормативному дав-
лению р” =6,76 т/м2.
Кратковременно действующую нагрузку принимаем -равной
рн (ао - 1) = 6,76 (2 - 1) = 6,76 т/м2.
Длительно действующее и кратковременно действующее уси-
лия равны
N« = /у" = 6’76 11’52 = 38,6 т/м.
дл кр 2
Полное усилие
№ = /у" + уу" = 38,6 + 38,6 = 77,2 т/м;
дл лр
Ширина раскрытия трещин от кратковременного действия всей
нагрузки ат1
фа = 1 - 0,7 ; ^ = 77,2 т/м.
N6r = 0,8F£H = 0,8-2 400-21 = 40300 кГ = 40,3 т.
Пример 1
287
Тогда
= 1 _ 0,7-^ = 0,63.
77,2
Напряжение в растянутой арматуре
N 77 200 9
аа =-----=---------= 1 920 кГ1см2.
Fa 40,22
Расстояние между трещинами
, и F 2400
/т = -- • 7? = - • 7] = ----------
S 20-3,14-1,6
• 0,7 = 16,7 см;
т)=0,7 (для стержней периодического профиля).
1920
ат1 = 0,63---------16,7 = 0,0096 см.
2,1-10°
Начальная ширина раскрытия трещин от длительно действую-
щей нагрузки (прр ее кратковременном действии)
фа = 1-0,7-^-.
N
т W6t 40,3 ,
Так как-----— =----->1,то в формуле это отношение прини-
38,6
N.
маем равным 1.
Тогда
фа = 1-~ 0,7-1 =0,3.
Напряжение в растянутой арматуре
Aft, 38600 осп .
а = —=----------------= 960 кГ/см2.
Fa 40,22
Расстояние между трещинами
/т = -f- -т] = 16,7 см;
я = 0,3 ^°— 16,7 = 0,0023 см.
2,1-10»
Полная ширина раскрытия трещин от длительно действующей
нагрузки йтз
Фа = 1 — 0,35 = 1 — 0,35-1 = 0,65.
‘ ' N
Напряжение в растянутой арматуре
Fa 40,22
288
Глава XV111.^Примеры расчета силосов
Расстояние между трещинами ZT = 1G,7 см\
ап = 0,65 960 16,7 = 0,0049 см.
2,1 10е
Полная ширина раскрытия трещин от всей нагрузки
ат = 0,0096 — 0,0023 + 0,0049 = 0,0122 см = 0,122 мм < 0,2 мм.
Проверка стенок силоса в нижнем сечении (выше днища)
на сжатие в вертикальном направлении
Собственный вес 1 м стенки силоса с учетом коэффициента
перегрузки
g= 1,0 0,24-30-2,5-1,1 -- 19,8 m/м.
Расчетное вертикальное сжимающее усилие в стенке силоса
выше днища, возникающее от веса цемента, передающегося через
трение, определяем по формуле (108)
W = ) = ЬЗ-11,52 (1,44-30 - 20,3) = 86 т/м.
у 4 \ у > 4
Вес надсилосной галереи, перекрытия над силосами, снега и
полезной нагрузки приняты равными 5,0 т/м (с учетом коэффи-
циента перегрузки).
Суммарная нагрузка на 1 м стенки силоса на уровне верха
днища составит
N = 19,8 4- 86 + 5 = 110,8 т/м.
Стенку рассчитываем на центральное сжатие по формуле (32)
СНиП П-В. 1-62.
Nп ?(^пр^ + а)»
где /?пр=130 кГ1см2 с коэффициентом Шб = 0,75 (согласно п. 44),
F=24-100=2 400 см\ /?ас=2 100 кГ)см2\ Fa = 4,71 см2 (6010 на
1 ж); (р=1,0.
1,0(0,75-130.2400 + 2100-4,71) = 243900 кГ > N = 110 800 кГ.
Пример армирования круглого силоса показан на рис. 151.
Пример 2
Требуемся рассчитать предварительно напряженный круглый си-
лос для цемента.
При тех же данных, что и в примере 1 надо определить сече-
ние стенок монолитно возводимого силоса и армирование ‘ стенок
при применении предварительно напряженной арматуры в виде вы-
сокопрочной проволоки, наматываемой навивочной -машййой.
Исходные данные: марка бетона 300; толщина стенки силоса
6 до обжатия бетона конструктивно принята 160 мм\ толщина за-
щитного торкретного слоя 2 см.
Пример 2
289
В качестве предварительно напряженной арматуры принята
стальная высокопрочная гладкая проволока по ГОСТ 7348—55
диаметром 4 мм с расчетным сопротивлением 7?а = 10 100 кГ/см2.
а)
Ф10AI шаг 300
Ф16АП
шаг 100
Рис. 151.
а — разрез
Пример армирования стенки
круглого силоса
по стенке; б — армирование ниж-
него участка силоса
Определение сечения арматуры производится по формуле (109)
AP = /?aHFH t ЯаГа.
Ненапрягаемую арматуру не учитываем.
Тогда по формуле (111) получим
р Np
R '
^ан
Значения усилия Л'₽ берем из табл. 34, приведенной в при-
мере 1. Определение арматуры по зонам дается в табл. 35.
290
Глава XVIII. Примеры расчета силосов
Таблица 35
Усилия и расчетная арматура для круглого
предварительно напряженного силоса
Зона сверху У в м Расчетное горизонталь- ное усилие в т/м в см?/м н Принята арматура на 1 ж
1 2 5 10 16,8 28,7 1,67 2,84 23 0 4; 2,9 см8
3 4 15 20 74,2 86,0 7,35 8,51 68 0 4; 8,56 см2
5 6 При 25 30 м е ч а н и 94,5 100,0 Р _ N* " Ra 9,36 9,90 • 79 0 4; 9,95 см2
Проверка нижнего участка стенки силоса в процессе эксплуата-
ции на трещиностойкость
Трещиностойкость проверяем по формуле (113) Л’р< 7VT,
где
/VT = RtF И- (300 — оа) Fa -j- (300 -j- /Л1О0п) Fn.
В этой формуле площадь поперечного сечения бетона F=16x
X100= 1600 см2-, площадь сечения предварительно напряженной ар-
матуры FH=9,95 см2!м\ коэффициент точности предварительного на-
пряжения арматуры /ит=0,9; расчетное сопротивление бетона рас-
тяжению при расчете по образованию трещин 7?т = 14,5 кГ1см2\ нор-
мативное сопротивление предварительно напряженной арматуры,
/?” = 18000 кГ1см2\ площадь сечения ненапряженной арматуры,
Fa=3,14 см2, или 4010 на 1 м\ сжимающее напряжение в нена-
прягаемой арматуре аа принимается равным сумме потерь напря-
жений От усадки и ползучести бетона;
контролируемое напряжение в арматуре до появления потерь
о0 = 0,65/?“ = 0,65-18 000 = 11 700 кГ{см2,
Вычисляем потери предварительного напряжения арматуры.
Потери от усадки бетона oni=300 кГ/см2.
Потери от ползучести бетона определяем по формуле (115)
°П2 —
0,75feEa/?
f^Ro
сб 4- 3/?о | “т---0,5
\ Ro
Пример 2
291
Принимаем 6=1; модуль упругости стали Еа = 1800 000 кГ/см2\ Rq&
=R; модуль упругости бетона Еб=315 000 кГ!см2\
Еа 1 800 000
п = —— --------------
Еб 315 000
Площадь приведенного сечения
Fn = 1 600 4- 5,7-9,95 = 1657 см2.
По формуле (118) определяем
Об = ZsZl = 9’95'11 700 = 70,2 кГ1см\
F6n 1657
Ввиду того, что Об <0,5 /?о=О,5 • 300= 150 кГ!см\ выражение
в круглых скобках в формуле (115) рзвно нулю и
оП2=0,75 • 5,7X70,2=300 кГ/см2.
Суммарные потери .напряжений от усадки и ползучести бетона
аа = 300 4- 300 = 600 кГ1см2.
Потери напряжений от релаксации арматуры принимаем по
формуле (121)
апз= /о,27-^~-О,Л а0 =
k R' J
= /о,27 11 700--- 0,0 11 700 = 883 кПсм*.
\ 18000 /
Потери предварительного напряжения от неодновременной на-
вивки арматуры могут быть определены по формуле (125):
1,57пр.
апв - ао —•
1 4- 1,18п(1
•1 = —— = 0,0062.
1600
11 700-1,57-5,7-0,0062
1 4- 1,18-5,7-0,0062
= 622 к Г 1см2.
Сумма всех потерь:
2 Зп = 300 + 300 + 883 + 622 = 2105 кПсм*-,
соп = 11 700 — 2105 = 9595 кПсм*.
Проверяем трещиностойкость по формуле (113)
NT = RfF 4~ (300 — sa) Fa 4~ (300 4~ ^т^оп) FH =
= 14,5-1600 4- (300 — 600) 3,14 4- (300 4- 0,9-9595) 9,95 =
= 111 260 кГ > N = 100 000 «Г,
t. e. трещиностойкость обеспечена.
292
Глава XVIII. Примеры расчета силосов
* Определение изгибающих моментов в вертикальной плоскости
предварительно напряженного силоса
Изгибающие моменты, возникающие в процессе навивки ар-
матуры, определяются по формуле (130)
Рис. 152. Пример армирования
стенок круглого силоса предва-
рительно напряженной высоко-
прочной проволокой
Мя - 0.0476Ж
где N — кольцевое сжимающее
усилие в бетонном сер-
дечнике на 1 м высоты;
N = 9,95-11 700 - 116,5 т;
Ъ — толщина бетонной стенки;
М = 0,0476-116,5 0,16 - 0,888 тм.
Необходимая вертикальная
арматура из стали класса A-I:
Л = _М_ = _. 88800 —4,22;
bh20 100-14,5«
•л = 0,204.
Fa = 0,204 14,5 = 2,96 см2.
Принято 4 0 10; Fa=3,14 см2.
Пример армирования стенок
монолитно возводимого силоса с
применением напряженной арма-
туры, наматываемой навивочной
машиной, приведен на рис. 152.
По высоте шаг навиваемой
арматуры меняется, уменьшаясь
кверху, при сохранении одинако-
вого напряжения и диаметра про-
волоки 4 мм.
В первой зоне (снизу) навивается 79 04 на 1 м, во второй
зоне — 68 0 4 на 1 м и в третьей зоне — 230 4 на 1 м. По оконча-
нии навивки для защиты проволоки от коррозии наносится слой
торкретбетона толщиной 20 мм.
Пример 3
Требуется произвести расчет купольного днища для силоса
(см. пример 1).
Очертание купола принимаем по шаровой поверхности (рис. 153),
стрела подъема 1800 мм; ас=6 000 мм; bc= 1 800 мм; ос=г—
—1 800 мм.
Определим радиус сферы г:
г2 = ас2 -J- ос2;
г2 = 60002 -Ь(г — 1800)2; г = 10 900 мм;
tg <Ро =
ас
ос
6000
10 900— 1800
= 0,65934;
ср0 = 33°24'.
Пример 3
293
Толщина купола 20 см.
Собственный вес купола с учетом коэффициента перегрузки
gn = 0,2-2,5-1,1 = 0,55 т/м2.
Меридиональные усилия в куполе от действия собственного
веса определяем по формуле (144)
rng
1 + cos ср
При ф=0, cos <р= 1
10,9-0,55
= 3,0 т]м\
при = 16°42';
= 0,9578;
__ 10,9-0,55
1 i -*- ---------- = о,иО
1 + 0,9578
при <р = (ро, cos ф=0,83485
Т = 10,9-0,55 = 3 27
1 + 0,8348
cos ср =
т/м\
Рис. 153. Расчетная схема ку-
польного днища
т/м.
Кольцевые усилия в куполе от действия собственного веса
определяем по формуле (145)
, rng (cos ср 4- cos2 <р — 1)
2.
1 + cos <р
При ф = 0
Т2 = 7\ — т1м\
при ср = ;
10,9-0,55 (0,9578 4- 0.95782 — 1) о со ,
--------------------------------— = 2,68 m м\
1 4- 0,9578
при ф —фо
10,9-0,55 (0,8349 4- 0,83492 — 1)
I Н- 0,8349
= 1,73 т/м.
Усилия в опорном кольце от собственного веса купола опреде-
ляем по формуле (146)
Zk = r2gn (1 — COS ср0) ctg ср0.
ctg33°24' = 1,5166;
Zk = 10,92-0,55(1 —0,8348) 1,5166 = 16,4 т.
294
Глава XVIII. Примеры расчета силосов
Меридиональные усилия в куполе от действия засыпки опре-
деляем по формуле (147)
= "7“ ’РвуаоЛ»
где р"у =20,3 т/м2;
10 9
7\ = -1,54.1,3-20,3 = 221,5 т/м.
2
Кольцевые усилия в куполе от действия засыпки определяем
по формуле (148)
Т2 =Рвуаоп^- cos 2?.
При ф=0
т2= = 221,5 т/м;
?о
при ? = -у
Т2 = 221,5-0,8348 = 185 т/м;
при ф = фо
Т2 = 221,5-cos 66°48' = 221,5-0,3939 = 87,2 m/м.
Усилие в опорном кольце от действия засыпки определяем по
формуле Д149)
A = P2yao" V‘Sin <f,0COS?0-
sin фо=0,5505,
10 92
ZK = 20,3-1,54-1,3—^— -0,5505-0,8348 = 1 110,0 m.
2е
Суммарные усилия в куполе:
меридиональные
при ф=0
Л = 3,0 + 221,5 = 224,5 т/м;
при
при ф = фо
кольцевые
при ф=0
Л = 3,06 + 221,5 = 224,56 т/м;
Л = 3,27 + 221,5 = 224,77 т/ж;
Т2 = 3,0 + 221,5 = 224,5 т/м;
при
Т2 = 2,68 + 185,0 = 187,6&т/м;
Пример 3
295
при <Р=фо
Т2 = 1,73 4- 87,2 = 88,93 т/лц
усилие в опорном кольце
Zk = 16,4+ 1 110,0= 1 126,4
Изгибающие моменты в куполе
Максимальное значение меридионального изгибающего момента
на единицу длины кольцевого сечения у опорного кольца опреде-
ляем по формуле (150)
М = -Т2
2#
где *=1/ ++з(1-|хг);
|х=0,15 (коэффициент Пуассона).
k = 1/ 3(1—0,152) = 9,65;.
.. -88,93-10,9 _ о ,
М = -----Ц------= —5,2 тм[м.
2-9,652
Подбор сечения арматуры в куполе
Определяем меридиональную арматуру у опорного кольца
7\ = 224,77 т1м\ Л4 = —5,2 тм/м.
Арматуру принимаем конструктивно;
Н = / = 0,25%; Fa = Fa = 0,25 (20 — 2) = 4,5 см2.
Принимаем 5 012 A-I+50 12 A-I; Fa = 5,65 си2+5,65 см2.
Проверяем принятую арматуру по формуле СНиП П-В. 1-62
Ne К- HnpS0 “Ь ^ас^а»
а = 2,0 см; hQ = 20 — 2 = 18 см;
М_.±
N + 2
520 000
224 770
+ 10 —2 = 10,3 см.
— а =
Ne = 224 770-10,3 = 2 300 000 кГсм;
= 130-0,5-100-182-|-21*00*5,65(18 —2) = 2300000 кГсм.
Условие Ne < /?np«So+/?acSa выполнено, арматура принята пра-
вильно.
296
Глава XVIII. Примеры расчета силосов
Определяем кольцевую арматуру по формуле (32) СНиП П-В.
1-62:
< <p(W “b Rac^a)*
Nn = Т2 = 224,5 т]м\ ср = 1;
224 500— 130-20-100 „
--------------------- = — 16,9 < 0.
2100
Кольцевая арматура принимается конструктивно;
Р = 0,5%; Fa = 0,5-18 = 9,0 cjw2.
Принято 5012 A-I+5 012 A-I; Fa = 11,31 см2.
Арматура в опорном кольце горячекатаная периодического
профиля из стали класса A1II; /?а = 3 400 кГ/см2. Определяем ар-
матуру в опорном кольце из условия прочности по формуле (37)
СНиП П-В. 1-62.
N < /?а^а-
'а .а
a
1 126 400
3 400
= 331 см2.
Принимаем 33 0 36 А-Ш; Га=337 см2.
Проверка ширины раскрытия трещин в опорном кольце днища
Ширину раскрытия трещин определяем по формуле (200)
СНиП П-В. 1-62.
Су — ^Т1 #т2 ^ТЗ*
Длительно действующее усилие в опорном кольце определяем
согласно указаний СН 302-65 п. 4.9
кдл
16,4
1,1
НЮ
1,54-1,3
= 569,9 tn.
Кратковременно действующее усилие в опорном кольце
Z" = 1110 (1.54- 1,0) = 300,0 т.
ккр 1,54-1,3
Полное усилие
Z" = Z" -г Z" _ = 569,9 н- 300,0 = 869,9 т.
Определяем ширину раскрытия трещин от кратковременного
действия всей нагрузки cTj.
По формуле (186) СНиП П-В. 1-62 находим
_ N _
а F - F
1 а* 1 а
869 900
337
= 2580 кГ/см2.
Пример 3
297
По формуле (192) СНиП П-В. 1-62 находим
Фа —
где 7V=869,9 г; W6t=0,8 FR* =0,8 • 50 • 120 • 21 = 101 000 кГ;
г
а
869,9
= 0,919.
Расстояние между трещинами определяем по формуле (197)
СНиП П-В. 1-62
, и F 50-120.0,7
ZT ----- • г, = - • т; = ----------
Н S 33.3,14-3,6
= 11,25 см;
Н=0,7(для стержней периодического профиля).
По формуле (185) СНиП П-В. 1-62
I Q 1
ат1 — Фа “ ' *т =
Еа
0,919-2580-11,25
2-106
= 0,0133 см.
Определяем начальную ширину раскрытия трещин от длитель-
но действующей нагрузки (при ее кратковременном действии) ат2
^КДЛ 569 900 1ДПЛ Г/ 2
= —-— =------------1690 кГ/см*;
Fa 337
Фа = 1 — 0,7= 1------------’Z.'.101.’0 . = 0,876;
569,9
/т = — -т- = 11,25 см;
ЯТ2 -- фа ~ * 1т —
Еа
0,876-1690-11,25
2-106
- 0,00832с<ш.
Определяем полную ширину раскрытия трещин от длительно
действующей нагрузки атз
ZH
5а = = 1690 кГ/см*;
F а
Фа = 1 — 0,35 = 1-----°-’-3и.9.1 ’° = 0,938;
N 569,9
/т = 11,25 см;
0,938-1690-11,25 n nnQO
атч = —----------------= 0,0089 см.
2-Юв
298
Глава XV 111. Примеры расчета силосов
Полная ширина раскрытия трещин от всей нагрузки
ат = °т1 — аг2 + Ятз = 0,0133 — 0,0083 0,0089 =
= 0,0139 см = 0,139 мм < 0,3 мм.
Кольцевые стыки арматуры выполняются сваркой
#1
160
27= 11640
160 20
Детали,А
Деталь .А
500
4-2QQ
6000
Ф12А1__
шаг 200
Ф12А1 _
шаг 200 Торкретбетон
Рис. 154. Пример армирования купольного днища с опорным
предварительно напряженным кольцом
а — план; б — разрез; в — деталь сопряжения купола с опорным
кольцом
Ф12А1
шаг 20.
500
Ф10А1
шаг 300
t>)
мофьвп
Предварительно
напряженная
1Д0 арматура 6 4ряда
Всего 640 Ф 4611
Ф6А1
у шаг 250
Вариант опорного кольца купольного днища, армированного
предварительно напряженной арматурой
Определяем сечение арматуры по условию прочности. Расчет-
ная продольная сила N=Z^ —1126,4 г;
напрягаемая арматура принята из гладкой высокопрочной про-
волоки по ГОСТ 7348—55 диаметром 4 мм с расчетным сопротивле-
нием /?а = 10 100 кГ!см\ с нормативным сопротивлением /?” =
= 18000 кГ!см2\ £а=1 800 000 кГ1см2.
Ненапрягаемая арматура принята горячекатаная периодиче-
ского профиля класса АП; /?а=2700 кГ1см2. Сечение ненапрягаемой
арматуры принято (100 16); £а=20,11 см2.
Сечение напряженной арматуры определяется по формуле (37)
СНиП П-В. 1-62
Пример 3
299
1 126400-2700 20,11 1ЛД л 2
н =-----------------------= 106,0 см2.
10 100
Принимаем 8400 4 мм} FH =106,0 см2.
Проверка прочности рпорного кольца при обжатии предвари-
тельно напряженной арматурой. Расчет ведем как для центрально
сжатого элемёнта
Fн (Зо — ап) < ? (*пр£ + ^acFа)*
Сечение опорного кольца 50X120 см, £=50*120 = 6 000 см2. Бетон
марки 400; /?Пр = 170; <р=1.
— 0,657?” = 0,65-18 000 = 11 700 кПсм2.
V а
Величина снижения предварительного напряжения в арматуре
определяется по формуле (31) СНиП П-В. 1-62.
= FiFph ,3000 Fi = ,
F2FH f2
Всю площадь напрягаемой арматуры FH делим на четыре оди-
наковых группы, тогда
—-------- -3000 = 2250 кГ1см2\
FH (Go — ап) = 106 (11 700 — 2250) = 1 000 000 кГ}
170-6000,+ 2700-20,11 = 1 074000 кГ > 1 000 000 кГ.
Проверка трещиностойкости опорного кольца. Расчет по обра-
зованию трещин ведем по формулам (148, 149) СНиП П-В. 1-62:
N
где
NT = RTF + (300 — оа) Fa + (300 + mTso) Fn}
F=6000 см2} 7?т = 17,5 ке!см2\ Fa=20,11 см2} оа— сжимающее на-
пряжение в ненапрягаемой арматуре, принятое равным потерям
напряжений от усадки и ползучести бетона. FH = 106,0 см2} /пт=0,9;
По — напряжение в напрягаемой арматуре после выявления всех
потерь.
Определяем потери напряжения в арматуре. Потери от усадки
бетона аП1=300 кГ)см2} потери от ползучести
ап2 —
0,75ЛВа7?
EqRq
— 0,51 ;
°б+ЗЯо(+
\
£=1; Ro=R} Ва = 1800 000 кГ/см2} £^=350 000 кГ/см2}
п = -^- = 5,15.
Еб
300
Глава XVIII. Примеры расчета силосов
HJO
Площадь приведенного сечения
Fn = 6000 -f- 5,15 -106 = 6545 см2\
106-11 700 9
-----------—- 190 кГ/см2.
,п 6545
Ввиду того, что Об <0,5 Ro=0,5 • 400=200 кГ/см2,
-^- — 0,5 = 0;
Ro
зП2 = 0,75-5,15-190 = 730 кПсм*.
Суммарные потери от усадки и ползучести бетона
аа = 300 4- 730 = 1030 кГ/см2.
Потери напряжений от релаксации стали
3ПЗ = /о,27 —— 0,1\о0 =
\ J
/ 11 700 \
= 0,27 -----------0,1 11 700 = 880 кГ/см*.
\ 18 000 /
Сумма всех потерь:
У, ап = 300 + 730 + 880 = 1910 кГ/см\
а0 = 11 700—1910 = 9790 кПсн*
NT = 17,5-6000 + (300— 1030) 20,11 t
4- (300 + 0,9-9790) 106,0 = 1055,3 m.
N = W" = + 1110 = 14,9 4- 854 = 868,9 m < NT = 1055,3 m.
1,1 1,3
Пример 4
Требуется произвести расчет конусного днища для силоса диа-
метром 6 м и высотой /7=24 м (рис. 155).
Исходные данные: материал — цемент с объемным весом у=
= 1,6 т/л*3; угол внутреннего трения ср=30°; .коэффициент трения це-
мента о бетон по табл. 29; f=0,60; коэффициент бокового давления
по табл. 2 приложения k=0,333; поправочный коэффициент по
табл. 27 для днища сйлоса
а 2’0 1 си
ай = — =------= 1,54.
tn 1 Q
Требуется определить толщину днища и необходимое армиро-
вание
= 1,5 M',
Таблица 36
Расчетные усилия и подбор сечений арматуры воронки силоса
Сечение w s а yfk р *1 Вертикальное нор- мативное давление __ Н _ • -«О Рву в tniM- т0 Рн °в в м ап 4 т » Nr пРв Лго Арматура класса А-П; Ря = 2700в <1 кг1смй; в см2
п 4 sin а
93 а, е ~D sin а В
кольце- вая арма- тура F а кол арматура по обра- зующей ^а кон
•
е £
1 — 1 24,0 3,20 0,301 11,56 0,667 7,71 6,0 2,0 65,5 80,8 6,1 49,1 55,2 24,3 20,5
2—2 25,0 3,33 0,290 11,59 0,667 7,73 4,0 2,0 43,7 27,2 3,1 32,7 35,8 16,2 13,3
3—3 26,0 3,47 0,279 11,61 0,667 7,75 2,0 2,0 21,9 • 4,6 1,0 16,4 17,4 8,1 6,5
3.
5.
Примечания:
Рву == ГШ= 1
mQ — cos2 а + k sin2 а 0,7072 4- 0,333-0,7072.
Ра = тоРву-
ап 2,0-1,3 _ 2 о
1,3 '
т
ап н Т)в _ Рд'-'в
₽а 2sina “ 0,707
пРв пРв
rcDBsina 3,14DB-0,707
8.
9.
ап
т
Рву^В _ РвуРВ
4 sin а 2-0,707
ап
т
N
«а
Куив
4 sin а
а кол
пРв
kDb sin а
Fa
2700
кон
2700
302
Глава XVIII. Примеры, расчета силосов
yjK U,O-U,OOO n inn ш
вычисляем параметр —— ----------------у = 0,133г/. В зависимости
Р 1,5.
ufk
от параметра —— по табл. 28 находим коэффициенты т). Резуль-
Р
?аты расчета сведены в табл. 36.
Растягивающее кольцевое усилие на единицу длины меридио-
нального сечения воронки определяем по формуле (152)
А7 zv и
** Г — . »
2 Sin а
растягивающее усилие на единицу длины горизонтального сечения
определяем по формуле (153)
Рис. 155. Расчетная схема
No = atfi
4 sin а
пРв
sin а
где пР3 — вес воронки и засыпки
ниже рассматриваемого сечения.
Сечение 1—1
пР = nhy*
в ’о
2
к у о днища где ь — толщина стенки воронки;
у — объемный вес железобетона
I — длина образующей конуса;
у у — объемный вес засыпки;
Ав — высота воронки.
пРв = 1,1-0,2-2,5
3,14-6-4,25
2
1,3-1,6-3,14-6,02-3,0
3-4
= 22,0 + 58,8 = 80,8 /и;
Сечение 2—2
пРв= 1,1-0,2-2,5
3,14-4-2,83
2
13-1,6-3,14-4,02-2,0
= 9,8 + 17,4 = 27,2 т,
Сечение 3—3
пРв= 1,1-0,2^2,5
3,14-2-1,41
2
1,3-1,6-3,14-2,02-1,0
Пример 4
303
Толщину стенок воронки определяем по формуле (106)
ЛГН—300Fa
100>?ттб
силоса
Рис. 156. Пример армирования конусного днища
а — план; б — поперечный разрез
где № — горизонтальное растягивающее усилие в кГ на 1 м от
нормативной нагрузки при ао=1,О.
N"'= — = 65,5— = 32,7 т; Fa = 24,3 сж«;
1,54-1,3-
, 32 700 - 300-24,3 _
В ------------------------ 19,5 см,
100-14,5-0,9
На глубине 24,6 м б принято 20 см.
304
Глава XVII/. Примеры, расчета силосов
Определяем толщину стенки воронки на глубине 26 м
N 91 Q
N = — =------------— 10,95 /п; Fa — 8,1 см2;
аоп 1,54-1,3
10 950 - 300-8,1
о =---------------------6,5 см.
100-14,5-0,9
На глубине 26 м 6 конструктивно принимаем 16 см.
На рис. 156 показан пример конструирования конусного днища,
опирающегося на утолщенные стены силоса. Толщина стенки во-
ронки принята переменной. Верхнее сечение стенки равно 200 мм,
а у выпускного отверстия 160 мм.
Армирование воронки произведено радиальными и кольцевыми
стержнями из горячекатаной стали периодического профиля Ст. 5.
Радиальные стержни у верха воронки устанавливаются сим-
метрично в два ряда. У низа воронки принята однорядная арма-
тура. Высота бортового кольцевого утолщения принята 600 мм,
а арматура составляет 0,8% от сечения кольца.
Пример 5
Требуется (произвести расчет квадратной ячейки силосного кор-
пуса для хранения цемента. Исходные данные: размеры ячейки
силоса (рис. 157) в плане 3x3 м (размеры в осях); высота силоса
3000
//=18 м. Остальные данные соответст’
вуют приведенным в примере 1.
Требуется определить сечение сте-
нок силоса и их армирование. Марка бе-
тона 200. Горизонтальная и вертикаль-
ная арматура принята горячекатаная
круглая класса A-I с расчетным сопро-
тивлением /?а=2 100 кГ/см2.
Поправочный коэффициент а0 по
табл. 27 равен 1,0. Гидравлический ра-
диус
о _ 2,84-2^^,
' U 2,84-4
Рис. 157. Расчетная схе- Вычисляем параметр
ма квадратного силоса у 0,6-0,33 _
—— 'J R, — * У
р 0,71
В зависимости от параметра -у- -fk по табл. 28 находим коэффи-
циенты Т].
Определяем вертикальное нормативное давление в засыпке на
единицу площади на глубине у по формуле (98) р вЛУ/Л г0‘
ризонтальное нормативное давление на стенку силоса на единицу
площади на глубине у определяем по формуле (99)
P?y = kP*y-
Пример 5
305
Расчетный пролетный момент определяем по формуле (134)
1J
а0ПРг
Л1П -
/2.
24
, Ф8А1
шаг 200
Ф8А1 _
шаг 200 §
шаг 200
Ф12А1
шаг 200
? Ф12А1
°шаг 200
| <t>KAI
шаг 200'
150
Ф16А1
шаг ЬОО
28W
/60
>4
Ф 16 А/
'шаг ЬОО
Ф15А1
шаг ЬОО
с Ф12А1
° шаг 200
Рис 158. Пример конструирования наружной квадратной ячейки
силоса
Расчетный опорный момент определяем по
Мо^ -W"y
[12
Расчетное растягивающее усилие в стенках
по формуле (132)
формуле (135)
силоса определяем
а по1* а
N О
В формулах (132), (134), (135) величины а=/=3,0—0,16=
=2,84 м.
Результаты расчета сведены в табл. 37.
Подбор сечения арматуры в стенках силоса.
Сечение на глубине у= 18,0 м.
1’ Арматура в пролете
N = 3,45 т; Мп — 0,817 тм;
толщина стенки Л = 16 см; а = а' = 2 см; Л0=16—2=14 см;
е0 =
0,817
3,45
= 0,237 м;
е —23,7 —
+ 2 ^*17,7 см;
2
16
306
Глава XV111. Примеры расчета силосов
, = 1Уе — 0,Шр^и _ 3450-17,7 — 0,4-100-142-100
а- Rae (ho — а') ~ 2100(14 — 2) '
Проверяем усилие Ne<2a'(h0— a'jbRn.
Ne = 3450-17,7= 61 000;
2а' (hu — a') bR„ = 2-2 (14 — 2) 100-100 = 480 000.
Рис. 159. Опалубка днища квад-
ратного силоса
Рис. 160. Пример армирования
пирамидального днища
61 000<480 000, следовательно, арматура F& определяется по фор-
муле
р Ne
Га
*Г(/*(Ла
• . > Ne
величина у0. вычисляется в зависимости от значения =-----------
А' =-----^-^2— =0,031; /= 0,985;
0 100-142-100
_ ... 61 00.9__= 2,1 СЛ«.
0,985-14-2100
Принимаем 0 8с шагом 200 мм; Fa = 2,51 см2.
2. Арматура на опоре
7V = 3,45 m; Л/0=1,63 тм\
е = U63 = 0>473 л. е = 47>3------16 _ц 2 = 41,3 см; F’ = 0;
0 3,45 2
Ne = 3450-41,3 = 142 500 < 2а' (Ло — a') bR„ = 480 000;
Таблица 37
Усилия в стенках ячейки квадратного силоса
Зона свер- ху у в м yfk 0 1 Ti Вертикаль- ное норма- тивное дав- ление Р*у вт1м* Горизон- тальное нормативное давление р”у в т/м2 (по табл. 27) а0 ^0 Арматура в пролетном сечении F в см2 Арматура в опорном сечении Fon В СЛС2
1 3 0,837 0,677 3,25 1,07 1 0,467 0,935 1,98
2 6 1,675 0,486 4,66 1,54 1 0,673 1,35 2,85 — —
3 9 2,51 0,366 5,26 1,74 1 0,760 1,52 3,22 — —
4 12 3,35 0,289 5,55 1,83 1 0,800 1,60 3,38 ——
5 15 4,19 0,237 5,69 1,87 1 0,817 1,63 3,45 — ——
6 П 18 р и м е 5,02 ч а и и я: 0,197 1 1 • р 2- Ply = 3- Ргу = 4. Мп = 5. Мо = 6. N = - 5,67 = 0,279{/. - = 1 .бг^, &Рву' а0ПР?у12 _ 24 — aonPlyl2 12 ао”Р?уа _ j 2 1,87 + 0,437р“у. = — 0,874р“ ,85р?у. 1 1 У’ 0,817 1,63 3,45 2,10 5,04
308
Глава XIII. Примеры расчета силосов
' __ Ne
F Ne
142 500
100-142-100
= 0,0727;
>
7о = 0,962;
142 500
0,962-14.2100
5,04 см2.
Принимаем 0 12 с шагом 200 мм\ F& = 5,6b см2.
На рис. 158 показан пример конструирования наружной квад-
ратной ячейки силосного корпуса. Наружные стенки армированы
одиночной арматурой в пролете и на опоре, а внутренние — двой-
ной симметричной арматурой, рассчитанной на загружение любой
из двух примыкающих к стенке ячеек корпуса.
В местах пересечения стенок делаются утолщения — вуты.
Грани утолщений армируются специальными стержнями.
На рис. 159 показана опалубка днища квадратного силоса,
а на рис. 160 приведен пример армирования пирамидального днища.
Пример 6
Требуется произвести расчет стенок шестиугольного силоса
для цемента.
Исходные данные:
угольник со стороной
Рис. 161. Расчетная
сечение силоса в плане (рис. 161) —шести-
3 м (в осях); высота сИлоса Я=18 м\
остальные данные соответствуют приведен-
ным в примере 1. Требуется определить се-
чение стенок силоса и их армирование.
Марка бетона 200. Арматура горяче-
катаная периодического профиля класса
А-П с расчетным сопротивлением 7?а =
= 2 700 кГ/см2. ' :
Поправочный коэффициент а0 находим
по табл. 27: ао = 1,0. Гидравлический радиус
F 61* V 3 I V 3
U ~ 4-61 ~ 4 ’
где / — размер в свету стороны силоса;
/ = 3,0—0,18 • tg 30°= 2,90 см;
Вычисляем параметр
схема шестиугольного
силоса
yfk = 0,6-0,33
Р ~~ 1,26
.у = 0,157^.
В зависимости от параметра
по табл. 28 находим коэффи-
циенты Т).
Определяем вертикальное нормативное давление в засыпке на
единицу площади на глубине у по формуле (98)
Рву Т W',
Пример 6 '
309
горизонтальное нормативное давление на стенку силоса на
единицу площади на глубине у определяем по формуле (99)
„Н __ JL-H
РГу ^Рву'
Расчетный пролетный момент определяем по формуле (139)
24
расчетный опорный момент определяем по формуле (140)>
расчетное растягивающее усилие в стенках сидоса определяем
по формуле (138)'
N - 0,866npJ?y/.
В формулах (138) —(140) величина I—^размер в свету стороны
силоса; /=2,9 см.
Результаты расчета сведены в табл. 38.
Подбор сечения арматуры в стенках силоса.
Сечение на глубине «/=18 м.
1. Арматура в пролете
N — 10,35 /и; Л4П — 1,44 тм;
толщина стенки /«=18 см\ а=а'—2 см; /?0=18—2=16 см.
1 44 18
е0г = 0,139 м; е 13,9------— +2 = 6,9 см.
10,35 2
I
, _ Ne — 0,4М^и _ 10 350-6,9 — 0,4-100-16MOQ
а~ Rac(h0 — a') ~ 2100(16 —
Проверяем условие Ne<2a'(ho— a')bRn;
Ne = 10 350-6,9 = 71 500;
2а' (Ло — a').bRH = 2.2• 14-100-100 = 560 000; 71 500 < 560 000,
следовательно, арматура Га определяется по формуле
Ne
а
где у0 вычисляется в зависимости от значения
Ne
° bh*R
=-----71 500— 0,028; •
0 100-162-100 0
а
71 500
0,986-16-21'00
= 2,16 см2.
Принимаем 0 8с шагом 200 мм; Га=2,51 см2!м.
Арматура на опоре
Таблица 38
Усилия в стенках шестиугольного силоса
Зона сверху у в м yfk р Вертикаль- ное норма, тивное дав- ление в т/л*2 * 4 * * * Горизонталь- ное норма- тивное дав- ление в /пуле2 а0 2ИЖ, тм 2И0, тм N, т
1 3 0,471 0,797 3,82 1,26 1 0,575 1,15 4,12
2 6 0,942 0,647 6,21 2,05 1 0,935 1,87 6,70
3 9 1,413 0,535 7,70 2,54 1 1,160 2,32 8'31
4 12 1,884 0,450 8,63 2,85 1 1,300 2,60 9,32
5 15 2,355 0,384 9,21 3,04 1 1,385 2,77 9,95
6 18 2,823 0,332 9,56 3,16 1 1,440 2,88 10,35
yfk
Примечания:
= 0,157.
= -0,912ргну.
2- Рву = $Г\У-
3- РгВу=^вИу.
a.npJLZ2
4-Л1п = ^-= 0’456^-
— а„при /2
5. Л40 =-----«-2122
12
6- N = 0,86бпр»у/ = 3,27р“у.
Пример 6
311
М 2 88
N = 10,35 m; Мо = 2,88 тм\ eQ = —- = — ---------------= 0,278 ж;
W 10,35
е = 27,8 —
18
2
+ 2 — 20,8 см;
10 350-20,8 — 0,4-100-162-100
2100(16 — 2)
2а' (hQ — a') ЬЯИ = 560 000;
Ne = 10 350.20,8 = 215 000 <
Ne 215 000 о ' п ЛЕЕ
------------= 0,084; тп= 0,955;
100-162-100-0
Л0 =
Ne
2.15 000 Л7 2
/ л а —-------—----------------— 6,7 СМ2.
То^а 0,955-16-2100
Принимаем 0 14_.с шагом 200 мм’, Га=7,69 см2.
На рис. 162 показан4 пример армирования угловой ячейки ше-
стиугольного в плане силоса.
Наружные стенки армируются на положительный изгибающий
момент в пролете и отрицательный момент на опоре, а внутрен-
ние— двойной симметричной арматурой, исходя из возможности
загрузки любой из примыкающих к стенке ячеек силоса.
В местах пересечения стенок устроены утолщения — вуты.
На детали А показан стык арматуры в местах пересечения
стенок силоса. Арматура, идущая из стенок, заканчивается в утол-
щении. Дополнительными стержнями армируются грани утолщений.
Таблица 1
Характеристика различных сыпучих тел
Сыпучие тола Объемный вес у, Угол ee'iecTB си- но го отко- . са ср, град Отношение го- ризонтального давления к вер- тикальному k Коэффициент трения /
по бе- тону по ме- таллу
Агломерат железный . 1,7—2,0 45 0,172 — 1 --1Г
Апатитовый концентрат ’ 1,9 35 0,271 0,60 0,35
Гипс кусковой крупный с размерами зерен более
100 мм 1,45 30 0,333 0,45 0,30
Гипс кусковой мелкий с размерами зерен до
100 мм 1,35 40 0,217' 0,55 0,35
Глинозем . . . . , Ь2 30 0,333 0,50 0,30
Глина мокрая ... 1,9—2,2 15—25 0,589—0,406 0,20 0,30
» сырая 1,7—1,8 25-35 .0,406—0,271 0,30 0,40
» сухая . * 1,6-1,7 4С—45 0/217—0,172 0,50 0,70
Гравий мокрый 1,9-2,0 25—35 0,406—0,271 0,40
» сухой " . . 1,8 • 35—45 0,271—0,172 0,45 0,75 •
Доломит с размерами зерен до 60 мм < 1,70—1,74 40 0,217 — —
Земля мокрая ,. . . . 1,7 28—30 0,361—0,333 — —
» / сырая . ' 1,6 30—45 0,333—0,172 — —
• » сухая растительная 1,2—1,5 28—35 0,361—0,271 — —
Зола сухая угольная . . . .’ 0,4—0,.7 40—50 0,217—0,132 . 0,84 0,60
Зерно (пшеница) 0,8 25 0,406 0,40 0,37
Известь обожженная крупная с размерами зерен X /
более 100 мм . . . • 1,1 30 0,333 4 ч 0,45 0,30
Продолжение
Сыпучие тела Объемный вес у, т/м* Угол естествен- ного отко- са <р, град Отношение го- > ризонтального давления к вер- тикальному k Коэффициент трения /
по бе- тону по ме- таллу
Известь обожженная мелкая с размерами зерен до
100 мм .........." . 0,8 35 0,271' 0,55 0,35
Известь гашеная в порошке . . . , 0,7 35 0,271 0,55 0,35
Известняк дробленый . . ., 1,4-1,7 35—45 0,271—0,172 — 0,55
Камень . . . . ; . ... . 1.3—2,0 37 0,249 0,84
Карналит 0,8 35 0,271 0,50 0,30
Кокс 0,6 45 0,172 0,84 0,47
Криолит ,0,9—1,0 25—37 0,406—0,249 — 0,55
Клинкер цементный \ . 1,4 33 0,295 — —
Карбид 0,9 28 0,361 — -
Кварц 50 мм . . 1,37—1,56 40 0,217 —
Магнезитовый порошок с размерами зерен до 10 мм 1,8 33 0,295 0,53 0,35
Марганцевая руда . . . . .* 1,8—2,0 45 0,172 —
Мел дробленый . . . . 1,4 39 0,228 —— —
Мергель 1,25 30—45 0,333—0,172 — —-
Нефелиновый концентрат . 1,5 35 0,271 0,50 0,30
Окалина 1,9-^2,1 30—35 0,333—0,271 — —
Песок сухой 1,6 35 0,271 0,70 0,50
» влажный . 1,8 40 0,217 0,65 0,40
» насыщенный водой 2 25 0,406 0,45 0,35
Пыль угольная । 0,7 15 0,589 11 —
Продолжение
Сыпучие тела • Объемный, вес 7, т/м3 Угол естествен- ного отко- са (р, ' град Отношение го- ризонтального давления к вер- тикальному k Коэффициент трения /
по бе- тону по ме- таллу
Руда железная камышбурунская 1,8—2,0 40 0,217 —
» » —магнитный железняк, 2,5—3,5 45 0,172 — —
» » — красный железняк 2,0—2,8 45 0,172 — —
» » —бурый железняк ........ 1,6—2,0 45 0,172 —
Сода кальцинированная 0,6 40 0,217 . 0,50 0,30
Скрап мелкий и средний . . . 1,8—2,5 50 0,132 —
» крупный, чушковый чугунный 2,9—3,2 55 0,099 — —
» стальной крупный 3,2—5 55 0,099 —— —
Соль каменная 1,85 40 0,217 —— —
Суглинок сухой 1,6 20—40 0,490—0,217 — —
» влажный . .' 1,9 15—20 0,589—0,490 —
» мокрый . 2,1 0,75 20—25 0,490—0,406 — —
Торф кусковой 30 0,333 — 1— —
» фрезерный 0,65 30 0,333 — —
Уголь антрацит 0,9 30 0,333 0,50 0,30
» битуминозный несортированный » мелкий, орешковый и угли, применяемые 0,9 40 0,217 0,60 0,30
в коксохимическом производстве 0,8 40 0,217 0,65 0,35
Уголь бурый * 0,7 45 0,172 0,70 0,35
Фосфоритная мука 1,6 40 0,217 0,50 0,30
Цемент . . 1,6 30 0,333 0,58 0,30
Шлак сухой угольный 0,6—1,0 35—50 0,271—0,132 —- 0,40 1
Таблица 2
Коэффициент mo = cos2a + k sin2a при различных углах наклона
стенки а и углах внутреннего трения сыпучего <р
а, град COS2a sin2a Значения m0 при <р
20° 22° 25° 27° 30° 33° 35° 38° 40° 45° 50°
20 0,883 0,117 0,940 0,936 0,930 0,927 0,922 0,917 0,915 0,911 0,908 0,903 0,899
25 0,821 0,179 0,909 0,902 0,893 0,888 0,881 0,874 0,869 0,863 0,860 0,852 0,845
30 0,750 0,250 0,872 0,864 0,852 0,844 0,833 0,824 0,818 0,809 0,804 0,793 0,783
35 0,671 0,329 0,832 0,821 0,805 0,795 0,781 0,768 0,760 0,749 0,742 0,727 0,715
40 0,587 0,413 0,789 0,775 0,755 0,742 0,725 0,709 0,699 0,685 0,677 0,657 0,642
42 0,552 0,448 0,772 0,756 0,734 * 0,720 0,701 0,684 0,673 0,659 0,650 0,629 0,612
44 0,517 0,483 0,754 0,737 0,713 0,699 0,678 0,660 0,648 0,632 0,622 0,600 0,581
45 0,500 0,500 0,745 0,728 0,703 0,688 0,667 0,648 0,636 0,619 0,609 0,586 0,566
46 0,483 0,517 0,736 0,718 0,693 0,677 0,655 0,636 0,623 0,606 0,595 0,571 0,551
48 0,448 0,552 0,719 0,699 0,672 0/655 0,632 0,611 0,598 0,579 0,568 0,543 0,521
50 0,413 0,587 0,701 0,680 0,651 0,634 0,608 0,586 0,572 0,553 0,540 0,513 0,491
52 0,379 0,621 0,684 0,662 0,631 0,613 0,586 0,562 0,547 0,527 0,514 0,486 0,461
54 0,345 0,655 0,666 0,643 0,611 0,591 0,563 0,538 0,523 0,501 0,487 0,457 0,432
55 0,329 0,671 0,658 0,634 0,601 0,581 0,552 0,527 0,511 0,489 0,475 0,444 0,418
56 0,313 0,687 0,649 0,626 0,592 0,571 0,542 0,516 0,499 0,477 0,462 0,430 0,404
58 0,281 0,710 0,633 0,608 0,573 0,551 0,520 0,493 0,476 0,452 0,437 0,404 0,376
60 0,250 0,750 0,617 0,591 0,555 0,532 0,500 0,471 0,453 0,429 0,413 0,378 0,349
62 0,220 0,780 0,602 0,575 0,537 0,513 0,480 0,450 0,431 0,406 0,389 0,354 0,324
64 0,192 0,808 0,588 0,560 0,520 0,496 0,461 0,430 0,411 0,385 0,367 0,330 0,299
65 0,179 0,821 0,581 0,553 0,512 0,488 0,452 0,421 0,401 0,374 0,357 0,320 0,287
66 0,165 0,835- 0,574 0,545 0,504 0,479 0,443 0,411 0,391 0,364 0,346 0,308 0,276
68 0,140 0,860 0,561 0,531 0,490 0,463 0,426 0,394 0,373 0,347 0,327 0,287 0,254
70 0,117 0,883 0,550 0,519 0,476 0,449 0,412 0,377 0,356 0,327 0,309 0,268 0,234
Значения k 0,490 0,455 0,406 0,376 0,333 0,295 0,271 0,238 0,217 0,172 0,132
Примечание. Значения /п0 для зерна при коэффициенте k = 0,44 даны в табл. 4
Таблица 3
Коэффициент /п0' = (1 — k) sin a cos а при различных углах
наклона стенки а и углах внутреннего трения сыпучего ср
20° 25э 30° 35° 40? 45° 50°
а, град (1 - Л) = = 1 — tg2 ( 45°--т)
0,510 0,594 0,667 0,729 0,783 1 0,828 0,868
25 0,195 0,228 0,256 0,279 . 0,300 0,317 0,332
30 0,221 0,257 0,288 0,315 0,338 0,358 0,375
35 0,239, 0,279 0,313 0,342 0,367 0,389 0,407
40 0/251 0,292 0,327 0,358 0,385 0,407 0,426
42 0,253 0,295 0,330 0,361 0 388 0,411 0,430
44 0,255 0,297 0,333 0,364 0.391 0,414 0,433
45 0,255 0,297 0,333 0,364 0,391 0,414 0,433
46 0,255 0,297 0,333 0,364 0,391 0,414 0,433
48 0,253 0,295 0,330 0,361 0,388 0,411 0,430
50 0,251 0,292 0,327 0,358 0,385 0,407 0,426
52 0,247 0,288 0,323 0,353 0,379 0,402 0,420
54 0,242 0,282 0,317 0,347 0,372 0,394 0,413
55 0,239 0,279 0,313 0,342 0,367 0,389 0,407
56 0,236 0,275 0,309 0,338 0,363 0,384 0,402
58 0,229 0,266 0,298 0,327 0,351 0,372 0,389
60 0,221 0,256 0,288 0,315 0,338 0,358 0,375
62 0,212 0,246 0,276 0,302 0,325 0,344 0,360
64 0,201 0,234 0,263 0,287 0,308 0,326 0,342
65 0,195 0,228 0,255 0,278 0,300 0,317 0,332
66 0,190 0,221 0,248 0,271 0,291 0,308 0,322
68 ' 0,177 0,206 0,231 0,252 0,271 0,288 0,300.
70 0,164 0,190 0,214 0,234 0,251 0,266 0,278
Примечание. Значение фициенте k = 0,44 даны в табл. 4 для зерна при коэф-
Таблица 4
Значения коэффициентов т0 = cos2a + /г sin2ct
и /п0' = (1 — k) sin a cos'a при k — 0,44 (для зерна)
а, град т о
25 0,899 0,214
30 0,860 0,242
35 0,816 0,263
36 0,807 0,266
40 0,769 0,276
42 0,749 0,278
44 0,730 0,280'
45 0,720 0,280
46 0,710 0,280
48 0,691 0,278
50 0,671 0,276
П родолжение
а, град т0 т0
52 0,652 0,272
54 0,634 0,266
55 0,624 0,263
56 0,615 0,260
58 0,597 0,252
60 0,580 0,242
62 0,563 0,232
64 0,548 0,221
65 0,540 0,214
66 0,533 0,208
68 0,518 0,194
70 0,506 0,180
Коэффициенты перераспределения tx и ty
Таблица 5
tx — коэффициент для стенок,
параллельных оси У;
ty — коэффициент для стенок,
параллельных оси X;
da и db — расстояния от центра тя-
жести бункера до стенок,
проходящих через точку 1.
а а2 Коэффициенты t Лк о й. ю О* Коэффициенты /у
1Г “ — = 1,5 Ъ. = 2,0 Ь. *о Cl 1 Cl — - 1,5 b-2 — ~ 2,0 b2
0,30 1,600 1,666 1,720 0,30 1,600 1,545 1,514
0,35 1,450 1,500 1,540 0,35 1,450 1,40® 1,386
0,40 1,300 1,333 1,360 0,40 1,300 1,272 1,257
0,45 1,150 1,166 1,180 0,45 1,150 1,136 1,129
0,50 1,000 1,000 1,000 0,50 1,000 1,000 1,000
0,55 0,850 0,834 0,820 0,55 0,850 0,864 0,871
0,60 0,700 0,667 0,640 0,60 0,700 0,728 0,743
0,65 0,550 0,500 0,460 0,65 0,550 0,591 0,614
0,70 0,400 : 0,334 0,280 0,70 0,400 0,455 0,485
Таблица 6
Прямоугольная пластинка, опертая по всему контуру, гидростатическая нагрузка,
распределенная по закону треугольника
м6о
а : b 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00 1/0,90 1/0,80 1/0,70 1/0,60 1/0*50
Множитель Для прогибов ~ Для моментов ра? D Для прогибов - pb* -— Для моментов рда D
Лпах 0,00506 0,00432 0,00363 0,00302 0,00249 0,00203 0,00249 0,00306 0,00370 0,00449 0,00541
Л) 0,00506 '0,00432 0,00363 0,00302 0,00249 0,00203 0,00249 0,00302 0,00363 0,00432 0,00506
Схема I 0,04820 0,04110 0,03410 0,02800 0,02280 0,01840 0,01800 0,01680 0,01490 0,01210 0,00870
/И- —nv а шах 0,05020 0,04350 0,03690 0,03110 0,02600 0,02160 0,02280 0,02320 0,02330 0,02250 0,02080
0,00870 0,01210 0,01490 0,01680 0,01800 0,01840 0,02280 0,02800 0,03410 0,04110 0,05020
*b max 0,01170 0,01350 0,01490 0,01680 0,01800 0,01840 0,02280 0,02800 0,03450 0,04250 0,05140
Продолжение
а : b 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00 /0,90 1/0,80 1/0,70 1/0,60 1/0,50
Множитель Для прогибов - — Для моментов ра2 D Для прогибов -— Для моментов рЬ3 D
f max 0,00220 0,00203 0,00185 0,00167 0,00148 0,00128 0,00168 0,00217 0.00279 0,00357 0,00446
0,00220 0,00203 0,00185 0,00167 0,00148 0,00128 0,00168 0,00217 0,00279 0,00357 0,00446
а -0,06530 -0,06290 —0,05970 —0,05610 —0,05230 -0,04950 —0,05490 -0,06120 -0,06890 -0,07640 —0,08400
Схема II М& max 0,02730 0,02550 0,02300 0,02050 0,01790 0,01550 0,01630 0,01710 0,01760 0,01720 0,01690
^<w 0,02730 0,02550 0,02300 0,02050 0,01790 0,01550 0.01630 0,01690 0,01590 0,01380 0,01090
ЛТь _ -L о max 0,00510 0,00670 0,00850 0,00930 0,01010 0,01110 0,01480 0,01970 0,02590 0,03380 0,04230
0,00290 0,00460 0,00670 0,00840 0,01010 0,01110 0,01480 0.01970 0,02590 0,03380 '0,04230
Лпах 0,00283 0,00261 0,00234 0,00210 0,00184 0,00159 0,00206 0,00269 0,00339 0,00423 0,00526
Л) 0,00268 0,00248 0,00222 0,00199 0,00175 0,00151 0,00194 0,00246 0,00313 0,00393 0,00482
Л° а —0,05600 —0,05310 -0,04900 —0,04460 -0,04020 -0,03520 —0,03780 —0,04020 —0,04110 -0,04050 —0,03770
Схема III Ma max 0,03840 0,03540 0,03170 0,02810 0,02480 0,02150 0,02280 0,02370 0,02380 0,02310 0,02120
Мщ) 0,03110 0,02840 0,02550 0,02230 0,01940 0,01630 0,01660 0,01570 0,01500 0,01300 0,00940
max 0,00700 0,00810 0,00980 0,01130 0,01260 0,01380 0,01830 • 0,02410 0,03130 0,04010 0,05000
0,00310 0,00580 0,00840 1 0,01030 0,01190 0,01320 0,01740 0,02270 0,02950 0,03690 0,04580
П родолжение
а : b 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00 1/0,90 1/0,80 1/0,70 1/0,60 1/0,50
Множитель Для прогибов )а* ГТ — Для моментов ра2 D pb* _ Для прогибов Для моментов pb*
Алах А 0,00132 0,00132 0,00126 0,00126 0,00120 0,00120 0,00114 0,00114 0,00106 0,00106 0,00096 •ч 0,00096 0,00130 0,00130 0,00177 0,00177 0,00239 0,00239 0,00322 0,00322 0,00422 0,00422
о « —0,05120 —0,05060 —0,04930 -0,04720 -0,04560 —0,04320 —0,05040 -0,05750 —0,06760 -0,07480 —0,08400
Схема IV Иг max —0,03360 0,02080 —0,03330 0,02010 —0,03240 0,01900 —0,03090 0,01770 —0,02900 0,01630 —0,02670 0,01480 -0,02980 0,01640 -0,03230 0,01770 —0,03420 0,01840 —0,03600 0,01750 —0,03740 0,01680
о 0,02070 0,02000 0,01890 0,01750 0,01600 0,01430 0,01530 0,01590 0,01600 0,01460 0,01170
max 0,00370 0,00480 0,00600 0,00690 0,00750 0,00790 0,01120 0,01580 0,02220 0,03010 0,03990
Mb о 0,00090 0,00210 0,00380 0,00520 0,00670 0,00790 0,01120 0,01580 0,02220 0,03010 0,03990
f max А 0,00422 0,00422 0,00323 0,00323 0,00239 0,00239 0,00177 0,00177 0,00130 0,00130 0,00098 0,00096 0,00112 0,00106 0,00126 0,00113 0,00137 0,00120 0,00150 0,00126 0,00161 0,00132
Mb max —0,06110 —0,05600 —0,05220 —0,04750 -0,04240 —0,03750 —0,04050 -0,04330 —0,04730 -0,05210 -0,05720
Схема V ,,0 МЬ 0 max —0,06070 0,04250 —0,05530 0,03300 —0,05090 0,02540 -0,04510 0,02020 —0,03990 0,01630 —0,03490 0,01300 -0,03720 0,01310 -0,03910 0,01250 -0,04080 0,01150 —0,04190 0,00990 —0,04240 0,00760
0,03990 0,03010 0,02220 0,01580 0,01120 0,00790 0,00670 0,00520 0,00380 0,00210 0,00090
*b max 0,01170 0,01450 0,01600 0,01590 0,01530 0,01430 0,01630 0,01850 0,02100 0,02310 0,02470
MbV 1 0,01170 0,014.50 0,01600 0,01590 0,01530 .0,01430 0,01600 0,01750 0,01890 0,02000 0,02070
Продолжение
а : b 0,50 0,60 0,70 г* 0,80 0,90 1,00 1/0,90 1/0,80 1/0,70 1/0,60 1/0,50
Множитель \ pak Для прогибов Для моментов ра* Для прогибов Для моментов pb-
f max 0,00203 0,00173 0.В0145 0,00119 0,00095 0.00Й74 0,00087 0,00099 0,00110 0,00123 0,00141
0,00203 0,00173 0,00145 0,00119 0,00095 0,00074 0,00087 0,00099 0,00108 0,00116 0,00124
^2 о —0,06140 —0,05650 —0,05050 —0,04450 —0,03890 -0,03400 —0,03620 —0,03840 р-0,04060 —0,04280 —0,04480
Mb max —0,03620 —0,03580 —0,03470 —0,03280 —0,03060 —0,02850 —0,03240 —0,03660 т-0,04130 —0,04590 -0,04980
Схема VI мьо —0,03620 —0,03580 —0,03470 —0,03280 —0,03060 -0,02830 -0,03130 —0,03450 -0,03750 -0,03970 —0,04120
М& max 0,02510 0,02170 0,01790 0,01420 0,01170 0,00950 0,00960 0,00940 0,00930 0,00920 0,00920
^(1 0 0,02510 0,02170 0,01790 0,01420 0,01120 0,00866 0,00790 0,00730 0,00530 0,00340 0,00170
Af С «-г. V и ГПЯ X 0,00580 0,00680 0,00880 0,01000 0,01060 0,01050 0,01260 0,01470 0,01680 <0,01970 0,02290
Mb о 0,00440 0,00680 0,00880 0,01000 0,01060 0,01050 0,01260 0,01470 0,01670 0,01890 0,02020
f max 0,00263 0,00221 0,00182 0,00148 0,00117 0,00090 0,00107 0,00122 0,00133 0,00141 0,00148
Л) 0,00247 0,00210 0,00172 0,00139 0,00109 0,00083 0,00095 0,00106 0,00116 0,00125 0,00130
М® п а и -0,05120 -0,04530 —0,03820 —0,03130 —0,02550 -0,02050 —0,01920 —0,01790 —0,01580 —0,01340 —0,01110
Л4? mQV о max —0,04640 —0,04580 —0,04470 -0,04190 —0,03850 -0,03610 —0,03920 —0,04320 —0,04830 -0,05320 -0,05910
Схема VII л<0 тЬ 0 —0,04190 —0,04110 —0,03990 -0,03750 —0,03460 —0,03140 —0,03360 -0,03620 —0,03960 —0,04140 -0,04230
М a max 0,03520 0,03000 0,02520 0,02080 0,01690 0,01360 0,01370 0,01300 0,01220 0(01190 0,00980
Мао 0,02840 0,02350’ 0,01900 0,01480 0,01110 0,00830 0,00700 0,00550 0,00390 0,00240 0,00100^
Aft mnv и max 0,00650 0,00870 0,01100 0,01260 0,01300 0,01290 0,01530 0,01790 0,02050 0,02290 0,02480
Мь о 0,00540 0,00850 0,01080 0,01220 0,01230 0,01230 0,01410 0,01640 0,01870 0,01950 0,02050
Продолжение
а : b 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00 1/0,90 ) 1/0,80 1/0,70 1/0,60 1/0,50
Множитель D fl4 ГТ Для прогибов Для моментов ра- Для прогибов - • pb* — Для мо ментов pb* D
Лпах 0.00125 0,00117 0,00104 » 0,00091 0,00077 0,00064 0,00077 0,00091 0,00104 0,00118 0,00139
Л) 0,00125 0,00117 0,00104 0,00091 0,00077 0,00064 0,00077 0,00091 0,00104 0,00117 0,00125
1 - О Q 1— J —0,04940 —0,04740 —0,04440 -0,04080 -0,03700 —0,03300 —0,03590 -0,03830 -0,04060 -0,04280 —0,04480
[ а] 2 —0,03230 —0,03080 —0,02780 -0.02450 —0,02110 —0,01760 -0,01740 —0,01690 —0,01550 -0,01350 -0,01100
Схема VIII max —0,02940 -0,02970 -0,02980 —0,02910 —0,02860 —0,02700 —0,03130 —0,03590 —0,04140 -0,04610 -0,05000
*ьо —0,02800 —0,02810 —0,02800 -0,02750 —0,02660 —0,02530 —0,02900 -0.03260 -0,03620 —0,03910 —0,04090
м 1па шах 0,02000 0,01830 0,01610 0,01420 0,01220 0,01010 0,01040 0,01010 0,00930 0,00920 0,00920
о 0,02000 0,01830 0,01610 0,01360 0,01110 0,00880 0,00830 0,00720 0,00580 0,00380 0,00190
Ml о max Mb о 0,00500 0,00520 0,00580 0,00720 0,00830 0,00880 0,01110 0,01360 0,01640 0,01960 0,02230
0.00190 0,00380 0,00580 0,00720 0,00830 0,00880 0,01110 0,01360 0,01610 0,01830 0,02000
а : b 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00 • 1/0,90 1/0,80 , 1/0,70 1/0,60 1/0,50
Примечание. Индексы при прогибах / и составляющих моментах Ма и показывают: индекс 0 вверху, — соот- ветствующий момент является опорным; индекс 0 внизу — соответствующий прогиб и моменты относятся к центру пластинки или середине защемленной* опорной грани; индексы 1 и 2 — соответствующие опорные моменты относятся к двум взаимно противоположным опорным граням^ £Л3
и = 12 ( 1-Р-2) цилиндрическая жесткиеть пластинки
Таблица 7
Прямоугольная пластинка со свободной от сил гранью, гидростатическая нагрузка,
распределенная по закону треугольника
а : b 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00 1,20 1,50 2,00
Множитель ТТ A Vbk Для прогибов -£— D о Для опорных моментов ра Для остальных тов рда момен-
/0 0,00051 0,00089 0,00127 0,00165 0,00204 0,00242 0,00284 0,00311 0,00373 0,00446 0,00534
мао 0,00450 0,00710 0,00940 0,01110 0,01230 0,01310 0,01340 0,01330 0,01260 0,01060 0,00700
Схема I 0,00450 0,00780 0,01120 0,01490 0,01870 0,02250 0,02580 0,02900 6,03510 0,04240 0,05100
/г 0,00085 0,00149 0,00202 0,00245 0,00283 0,00307 0,00323 0,00336 0,00343 0,00322 0,00281
МЬ г 0,00860 0,01380 0,01900 0,02340 0,02710 0,02970 0,03130 0,03270 0,03340 0,03140 0,02750
/о 0,00009 0,00021 0,00042 0,00069 0,00098 0,00132 0,00166 0,00200 0,00270 0,00357 0,00472
ЛТ ° Д О —0,00160 —0,00010 0,00180 0,00380 0,00580 0,00780 0,00940 0,01080 0,01170 0,01200 0,00920
0,00050 0,00150 0,00320 0,00570 0,00870 0,01200 0,01500 0,01810 0,02480 0,03360 0,04490
Схема II ^°о -0,15040 -0,13420 —0,11580 -0,10030 —0,08640 -0,07460 —0,06550 -0,05740 -0,04510 -0,03300 —0,02120
/г 0,00021 0,00049 0,00087 0,00132 0,00171 0,00209 0,00239 0,00261 0,00296 0,00295 0,00273
МЬ г 0,00150 0,00410 0,00770 0,01220 0,01620 0,02000 0,02290 0,02510 0,02880 0,02880 0,02670
П родолжение
а : b 0,30 0,40 0,50 * 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00 1,20 1,50 2,00
Множитель pb* Для прогйбов Для опорных моментов ра2 Для остальных то в pb'2 момен-
Схема 111 Л) Mq, о МЬ о f г Mb г ai? _ о г 0,00032 0,00470 0,00380 —0,01380 0,00052 0,00730 -0,02120 0,00044 0,00670 0,00590 -0,01860 0,00065. 0,00990 —0,02270 0,00056 0,00770 0»00790 —0,02270 0,00075 0,01150 —0,02280 0,00071 0,00790 0,00980 —0,02620 0,00080 0,01190 —0,02020 .0,00081 0,00780 0,01150 —0,02940 0,00080 0,01180 —0,01780 0,00090 0,00760 0,01310 —0,03220 0,00074 0,01130 —0,01550 0,00098 0,00700 0,01450 —0,03440 0,00066 0,01060 -0,01320 ' 0,00105 0,00630 0,01580 —0,03650 0,00057 0,00960 —0,01130 0,00114 0,00500 0,01800 —0,03930 0,00047 0,00830 —0,00920 0,00120 0,00310 0,01980 —0,04140 0,00036 0,00640 —0,00700 0,00124 0,00090 0,02080 -0,04250 0,00023 0,00420 —0,00460
Схема IV Л) Мд о Мь о <о 1 г МЬ г л? _ 0 г 0,00008 —0,00090 0,00080 —0,13690 —0,00480 0,00017 0,00240 -0,00830 0,00016 0,00010 0,00210 —0,11470 -0,00790 0,00030 0,00480 —0,01310 0,00025 0,00150 0,00360 —0,09160 -0,01170 0,00044 0,00680 —0,01580 0,00039 0,00330 0,00540 —0,07280 —0,01600 0,00057 0,00830 —0,01660 0,00054 0,00490 0,00740 —0,05650 —0,02020 0,00060 0,00920 -0,01640 0,00067 0,00640 0,00940 —0,04530 —0,02410 0,00059 0,00990 —0,01560 0,00074 0,00730 0,01080 -0,03900. —0,02720 0,00057 0,00990 -0,01380 0,00081 0,00730 0,01180 —0,03450 —0,03010 0,00053 Ь, 00950 -0,01190 0,00102 0,00660 0,01380 —0,02600 —0,03470 0,00046 0,00820 —0,01000 0,00116 0,00440 0,01620 —0,01820 —0,03820 0,00035 0,00630 —0,00740 0,00123 0,00200 0,01880 —0,01120 -0,04120 0,00023 0,00410 -0,00460
а : b Примечание*, ветствующий момент явл или середине защемленш грани пластинки. 0,30 Индексь гяется опс эй опорно 0,40 I при про >рным; и! й граши; 0,50 гибах / и <декс 0 ви индекс г 0,60 составля гизу — сос внизу — с 0,70 ющих МО ггветствув юответств 0,80 ментах УМ эщие npoi ующие п] 0,90 [л и М< п и о гиб И МОМ эогиб и М( 1,00 оказываю енты отнс эменты от 1,20 т: индекс >сятся к и носятся к 1,50 0 вверху 1ентру пл свободно 2,00 / — соот- 1астинки »й от сил
Таблица 8
Равнобедренные треугольные
под равномерно распределенной
плиты
нагрузкой
^- = 0,75
Прогиб: z — а & ;
. 2
1
кривизна -----— 7 v ..----
?х,у ,У D
моменты: М = г. р/.,.;
М = Tj р>Л;
у w х'
опорная реакция: R = РрХЛ;
жесткость: D =
Eh9
12(1 — и-2)
№ точек а К' Чу г'х
1 0 0 1,3977 —0,2330 —1,3977 2,444
2 0 0 1,2044 —0,2008 —1,2044 2,184
3 0 0 0,7111 —0,1185 —0,7111 1,428
4 0 0 0,2055 —0,0343 —0,2055 0,442
5 0 0 0 0 0 0
6 0 0,5630 0,0772 —0,5758 —0,1710 1,148
7 0 1,2920 0,1406 — 1,3155 —0,3559 2,175
8 0 1,5756 0,1850 — 1,6064 —0,4476 2,531
9 0 1,3232 0,1734 — 1,3521 —0,3939 2,240
10 0 0,8056 0,1219 —0,8259 —0,2561 1,633
11 0 0,3343 0,0623 —0,3447 —0,1180 1,016
12 0 0,0560 0,0236 —0,0600*. —0,0330 0,493
13 0 0 0 0 0 0
14 1,24235 —0,3436 —0,3328 0,3990 0,3901
15 0,89879 —0,1799 —0,3224 0,2337 0,3524 —
16 0,37532 0,1482 —0,2360 —0,1088 0,2113 —
17 1,99139 —0,7371 -0,5477 0,8284 0,6706 —
18 1,62283 —0,5180 —0,4792 0,5979 0,5655 - ' *
19 0,73625 0,1503 —0,2647 —0,1062 0,2396
20 1,58247 —0,7775 —0,2052 0,8117 0,3348 —
21 0,80496 —0,0275 —0,0656 0,0384 0,0702 —
22 0,98360 —0,7395 0,0746 0,7271 0,0487 —
23 0,61384 —0,2441 0,1087 0,2260 —0,0681
24 0,33246 —0,3325 0,1535 0,3069 —0,0981 —
25 0,11205 —0,2241 0,0925 0,2087 —0,0551 —
Таблица 9
Равнобедренные треугольные плиты
под равномерно распределенной нагрузкой
= 1,00
Прогиб: г = а
кривизна:
моменты: Мх = ^хрУ^\
му = VX*:
опорная реакция: R =
Eh3
жесткость: D =------------
12(1 — р*)
Кв точек а 1х Чх .₽
1 0 0 1,2547 —0,2091 —1,2547 2,219
2 0 0 1,0721 —0,1787 —1,0721 1,968
3 0 0 0,6232 —0,1039 —0,6232 1,294
4 0 0 0,1784 —0,0297 —0,1784 0,481
5 0 0 0 0 0 0
6 0 0,2141 0,0601 —0,2241 —0,0958 0,577
7 0 0,6496 0,1516 —0,6748 —0,2598 1,515
8 0 1,0074 0,2337 — 1,0464 —0,4016 2,118
9 0 1,0600 0,2510 — 1,1018 —0,4276 2,204
10 0 0,7986 0,1975 —0,8148 —0,3305 1,796
И 0 0,3987 0,1090 —0,4169 —0,1754 1,116
12 0 0,0927 0,0348 —0,0984 —0,0502 0,481
13 0 0 0 0 0 0
14 0,62733 —0,1825 —0,1446 0,2066 0,1750 —
15 0,44479 —0,0838 —0,1814 0,1141 0,1954 —
16 0,17844 0,0879 —0,1677 —0,0600 0,1530 —
17 1,17677 —0,4494 —0,5116 0,6347 0,5865 —
18 0,95205 —0,3050 —0,4617 0,3819 0,5125 —
19 0,42236 0,1073 —0,2810 —0,0605 0,2531 —
20 1,10230 —0,5443 —0,3396 0,6009 0,4303
21 0,55797 —0,0136 —0,1697 0,0419 0,1719 —
22 0,81779 —0,6130 —0,0554 0,6222 0,1576 —
23 0,51131 —0,2048 0,0210 0,2013 0,0131 —
24 0,32460 —0,3246 0,1544 0,2989 —0,1003 —
25 0,11584 —0,2317 0,1584 0,2065 —0,1122 —
Таблица 10
Равнобедренные треугольные плиты
под равномерно распределенной нагрузкой
— = 1,50
Прогиб: z = a
кривизна:
моменты:
1 р%
Рх.у 7дг’У D
Мх =
Му = Т\ур\2х-,
опорная реакция: R = ррХх;
жесткость: D =
Eh3
12(1—^)
№ точек а 1х ^х % ₽
1 0 0 0,9215 —0,1536 —0,9215 L823
2 0 0 0,7729 —0,1288 —0,7729 1,603
3 0 0 0,4291 —0,0715 —0,4291 1,061
4 0 0 0,1169 —0,0195 —0,1169 0,478
5 0 0 0 0 0 0
6 0 0,0520 0,0035 —0,0526 —0,0122 0,318
7 0 0,1771 0,0778 —0,1901 —0,1073 0,780
8 0 0,3466 0,1966 —0,3794 —0,2543 1,318
9 0 0,4777 0,2964 -0,5271 —0,3761 1,708
10 0 0,4898 0,3182 —0,5428 —0,3998 1,774
11 0 0,3577 0,2365 —0,3970 —0,2961 1,393
12 0 0,1607 0,0840 —0,1747 —0,1108 0,613
13 0 0,0947 —0,0533 —0,0858 0,0375 0
14 0,20477 —0,0660 0,0230 0,0622 —0,0120 —
15 0,13276 —0,0208 —0,0458 0,0284 0,0493 —
16 0,05195 0,0349 —0,0869 —0,0204 0,0811 —
17 0,45050 —0,1893 —0,3440 0,2466 0,3756
18 0,35592 —0,1133 —0,3224 0,1670 0,3412 —
19 0,14802 0,0599 —0,2143 —0,0242 0,2043
20 0,49613 —0,2553 —0,3608 0,3154 0,4033 —
21 0,24086 0,0144 —0,2127 0,0210 0,2103 —
22 0,45203 —0,3487 —0,2081 0,3834 0,2662
23 0,27768 —0,1033 —0,1055 0,1209 0,1227
24 0,22829 —0,2283 0,0431 0,2211 —0,0051 —-
25 0,10763 —0,2153 0,1504 0,1902 -0,1145 1
Таблица И
Равнобедренные треугольные плиты под треугольной нагрузкой
рл*
Прогиб', г -- а -- •
D ’
1 Р1Х
-кривизна: —— = 7jr> ——
“х, у U
моменты: М р\2-
М = т рХ*;
у 'ir х
опорная реакция: R = $р).х',
Е№
жесткость: D ---------------
12(1— у*)
№ точек а It Т»х 7‘// 3
1 0 0 1,1097 —0,1850 — 1,1097 2,106
2 0 0 0,9622 —0,1604 —0,9622 1,908
3 0 0 0,5835 —0,0973 —0,5835 ' 1,331
4 0 0 0,1761 —0,0294 —0,1761 0,511
5 0 0 0 0 0 0
6 0 0,4696 0,0559 —0,5627 —0,1342 1,009
7 0 0,9874 0,1031 —1,0046 —0,2677 1,682
8 0 1,0884 0,1280 —1,1097 —0,3094 1,706
9 О4 0,7949 0,1097 —0,8132 —0,2421 1,246
10 0 0,3894 0,0678 —0,3781 —0,1327 0,668
11 0 0,1148 0,0282 —0,1195 —0,0473 0,251
12 0 0,0144 0,0061 —0,0154 —0,0085 0,051
13 0 0 0 0 0 0
14 0,98637 —0,2622 —0,3222 0,3159 0,3659 —
15 0,72419 —0,1490 —0,2997 0,1989 0,3245 —
16 0,31303 0,0981 —0,2102 —0,0631 0,1938 —
17 1,46605 —0,5265 —0,4262 0,5976 0,5139 —
18 1,20279 —0,3856 —0,3686 0,4470 0,4328 —
19 0,55394 0,0949 —0,1927 —0,0628 0,1769 —
20 1,05655 —0,5156 —0,1093 0,5338 0,1953
21 0,54094 —0,0253 —0,0126 0,0274 0,0168 —
22 0,56125 —0,4232 0,1029 0,4060 —0,0323 —-
23 0,34967 —0,1381 0,1156 0,1188 —0,0926 —
24 0,14304 —0,1430 0,1235 0,1225 —0,0997 —
25 0,02884 -0,0577 0,0561 0,0483 —0,0465 - — 1
Таблица 12
Равнобедренные треугольные плиты под треугольной нагрузкой
= 1,00
^у
Прогиб', г ---
кривизна:
у —
моменты: Л4 — т ;
м = г рл^;
у х»
опорная реакция: R = %р\х\
ГЛ
жесткссть: и —-------------
12(1—у.2)
8
к
№ . точек а Ъ - О ( и
1 0 0 0,9571 —0,1595 —0,9571 1,849
2 0 0 0,8261 --0,1377 —0,8261 1,672
3 0 0 0,4948 —0,0825 —0,4948 1,174
4 0 0 0У1473 —0,024'6 —0,1473 0,510
5 0 0 0 0 ' 0 0
6 в 0,1767 0,0460 —0,1844 —0,0755 0,605
7 ' 0 0,4933 0,1127 —0,5120 —0,1950 1,185
8 0 0,6975 0,1611 —0,7243 —0,2774 1,446
9 0 0,6581 0,1573 —0,6843 —0,2670 1,282
10 0 0,4265 0,1092 —0,4447 —0,1803 0,818
11 0 0,1682 0,0503 —0,1765 —0,0783 0,316
12 0 0,0292 0,0110 -—070311 —0,0158 0,031-
13 0 0 0 0 0 0
14 0,47856 —0,1310 —0,1626 0,1581 ' 0,1844 —
15 0,34753 —0,0692 —0,1789 0,0990 0,1905 —
16 0,14728 0,0530 —0,1514 —0,0277 0,1425 —
17 0,83876 —0,3079 —0,3968 0,3741 0,4481 —
18 0,68480 —0,2180 —0,3531 0,2768/ 0,3896 —
19 0,31286 0,0591 —0,2068 —0,0246 0,1969 —
20 0,72519 —0,3526 -0,2119 0,3878 0,2707 —
21 0,37265 —9,0201 —0,0915 0,0354 0,0948 ——
22 0,47715 —0,3543 0,0149 0,3519 0,0442 —
23 0,29998 —0,1228 0,0574 0,1133 —0,0369
24 0,15539 —0,1554 0,1349 ' 0,1329 —0,1090 ——
25 1 0,03653 —0,0731 0,1006 0,0563 —0Д)884 —
Равнобедренные треугольные плиты под треугольной
Таблица 13
нагрузкой
к- 1Х . — > 8 «Г II 00 уГ4 12(1 -и2)
№ <
точек а Ух ₽
1 0 0 0,6625 —0,1104 —0,6625 1,452
2 0 0 0,5663. —0,0942 —0,5663 1,310
3 0 0 0,3300 —0,0550 —0,3300 0,936
4 0 0 0,0960 —0,0160 —0,0960 0,470
5 0 0 0 0 0 0
6 0 0,0427 0,0029 —0,0432 —0,0100 0,296
7 0 0,1314 0,0629 —0,1419 —0,0848 0,629
8 0 0,2367 0,1404 —0,2601 —0,1799 0,914
9 0 0,2991 0,1902 —0,3142 —0,2401 1,027
10 0 0,2786 0,1823 —0,3090 —0,2287 0,895
11 0 0,1825 0,1161 —0,2018 —0,1465 0,525
12 0 0,0768 0,0292 —0,0817 —0,0420 0,077
13 0 0,0393 —0,0221 —0,0356 0,0156 0
14 0,14721 —0,0432 —0,0211 0,0467 0,0283
15 0,10402 —0,0182 —0,0619 0,0285 0,0649 -
16 0,04267 0,0187 —0,0816 —0,0051 0,0785
17 0,30398 —0,1190 —0,2621 0,1627 0,2819 !
18 0,24447 —0,0774 —0,2427 0,1179 0,2556 1. Н
19 0,10752 0,0294 —0,1579 —0,0031 0,1530 II
20 0,31453 —0,1568 —0,2313 0,1954 0,2574
21 0,15771 —0,0009 —0,1293 0,0224 0,1294
22 0,26222 —0,1975 -0,0965 / 0,2136 0,1294 1
23 0,16348 —0,0647 —0,0356 0,0707 0,0464
24 0,11764 —0,1176 0,0660 0,1066 —0,0464
25 0,04468 —0,0894 0,1139 0,0704 —0,0991
Таблица 14
Решение равносторонней треугольной плиты,
заделанной по двум сторонам и свободно опертой
по третьей стороне
Принятые обозначе-
ния:
Прогиб — Z
Опорные реакции —R
Кривизна — W
Момент — М
Жесткость — N =
Eh*
~ 12(1 — р2)
Z - = а —— N ст ч 7 N СТ 3 d. & 13, 1 ч d. СТ
II II II и
II ч 3 3)
£
1 0 0,253 0 0 0 0 ' 0
2 0 0,194 0 0 0 0 0
3 0 0,078 0 0 0 0 0
4 0 —0,069 0 0 0 0 0
5 0 —Л, 041 0 0 0 0 0
6 0 0,126 0,0427 0,0142 —0,0569 —0,0451 —0,0213
7 0 0,369 0,1537 0,0512 —0,2050 —0,1623 —0,0769
8 0 0,651 0,2815 0,0938 —0,3753 —0,2971 —0,1408
9 0 0,869 0,3612 0,1204 —А 4816 —0,3813 —0,1806
10 0 0,942 0,3466 0,1155 —0,4621 —0,3658 —0,1733
11 0 0,815 0,2317 0,0772 —0,3089 —0,2446 —0,1158
12 0 0,551 0.0759 0,0252 —Qi 1012 —0,0801 —0,0379
13 0 0 0 0 0 0 0
14 0,19923 —0,0690 —0,0925 — 0,0844 0,1040
15 0,13020 —— —0,0185 —0,0840 — 0,0324 0,0871
16 0,04271 — 0,0448 —0,0548 — —0,0356 0,0473
17 0,34902 — —0,1489 —0,1456 — 0,1732 0,1705
18 0,27456 —— —0,0891 —0,1343 — 0,1114 0,1491
19 0,11104 — 0,0525 —0,0847 — —0,0384 0,0759
20 0,35235 ‘—ч —0,1819 —0,1294 — 0,2034 0,1597
21 0,17047 0,0114 —0,0742 — 0,0010 0,0723
22 0,31006 —0,2386 —0,0697 — 0,2502 0,1095
23 0,19076 — —0,0715 —0,0324 — 0,0769 0,0444
24 0,15581 . — —0,1558 0,0209 — 0,1523 0,0051
25 0,07588 —— —0,1518 0,0560 — 0,1424 —0,0307
Таблица 15
Решение равносторонней треугольной плиты,
заделанной по всему контуру
Принятые обозначения:
Прогиб — 2
Опорные реакции — R
Кривизна — W'
Момент — М
Жесткость — N —
_ Eh3
12(1—jj.2)
Z р'* N |'о,1 сп 1 % СП •Л CI /"4
N ,3 О-
II ;| li
ц
Cf
1 0 0,345 0 0, 2891 — —0,0482 —0, 2891
2 0 0,281 0 0,2367 — —0,0394 —0,2367
3 0 0,132 0 0,1202 — -0,0200 —0,1202
4 0 0,007 0 0,0280 — —0,0047 —0,0280
5 0 0 0 0 0 0 0
6 0 0,061 0,0210 0,0070 —0,0280 —0,0221 —0,0105
7 0 0,271 0,1006 0,0335 —0,1341 —0,1062 —0,0503
8 0 0,56 5 0,2239 0,0746 —0,2985 —0,2363 —0,1119
9 0 0,819 0,3204 0,1068 —0,4271 —0,3382 —0,1602
10 0 0,926 0,3272 0,1091 —0,4361 —0,3454 —0,1636
И 0 0,816 0,2268 0,0756 —0,3025 —0,2394 —0,1134
12 а 0,496 0,0757 0,0252 —0,1010 —0,0799 —0,0379
13 0 0 0 0 0 —— 0
14 0,10840 —- —0,0393 0,0297 0,0343 —0,0232
15 0,06914 —0,0089 0,0058 — 0,0080 —0,0043
16 0,02098 0,0272 —0,0119 —— —0,0252 0,0074
17 0,25736 — —0,1124 — 0,1048 — 0,1298 0,1235
18 0,20117 — —0,0654 — 0,1004 — 0,0821 0,1113
19 0,07962 — 0,0419 —0,0700 — . —0,0303 0.0630
20 0,29962 —0,1553 —0,1334 — 0,1776 0,1593
21 0,14427 0,?Ц1 — 0,0838 — 0,0029 0,0820
22 0,28610 — —0,2200 —0,0886 —— 0,2348 0,1253 х
23 0,17610 —. —0,0% 1 —0,0509 0,0746 0,0619
24 0,15113 — —0,1511 0.0060 — 0,1501 0,0192
25 / 0,07573 —0,1514 0.G500 — 0,1431 —0,0248
Таблица 16
Равнобедренные трапецеидальные плиты,
защемленные по всему контуру, при ах = — • а2
8
под треугольной нагрузкой
г-аг~!
<и Прямая нагрузка q Обратная нагрузка q х а> в*
о g :xw р7/ ’*хх "'У о. £
1 — —0,0685 —0,4110 —1 —0,1098 —0,6588 1
2 — —0,0569 —0,3417 — —0,0961 —0,5767 2
3 — —0,0301 —0,1806 — —0,0598 —0,3591 3
4 — —0,0074 —0,0443 — —0,0186 —0,1118 4 ' 1
5 0 0 0 0 0 0 5
6 — 0,0488 —0,0105 — 0,0830 0,1390 6
7 0,0161 0,0022 — 0,0630 0,1444 7
8 — —0,0318 0,0167 — 0,0015 0,1146 8
9 —0,0443 —0,0351 —0,0166 —0,1118 —0,0885 —0,0419 9
10 —- 0,1679 0,2171 — 0,1888 0,3210 10
11 — 0,1201 0,1892 0,1537 0,2805 11
12 — —0,0604 0,1180 — 0,0135 0,1499 12
13 —0,2003 —0,1584 —0,0751 —0,3356 -0,2656 —0,1258 13
14 — 0,2041 0,2521 — 0,1736 0,1745 14
15 — 0,0411 0,1296 —- 0,0510 0,1237 15
16 —0,4049 —0,3205 —0,1518 —0,4638 —0,3671 —0,1739 16
17 0,1418 0,0931 — 0,0854 —0,0543 17
18 — 0,0935 0,0376 — 0,0386 —0,0773 18
19 —0,4219 —0,3604 —0,1707 -0,3754 —0,2971 —0,1408 19
20 ' —0,0832 —0,4993 — —0,0559 —0,3354 20
21 —0,1805 —0,1805 —0,1805 —0,1184 —0,1184 —0,1184 21
Таблица 17
Равнобедренные трапецеидальные плиты,
защемленные по трем сторонам и свободно опертые
3
по меньшему основанию, при аг — — • а%
8
под треугольной нагрузкой
Ми
М( -
Му у. qSx2.
№ точек Прямая нагрузка q Обратная нагрузка q № точек
ИА Н« / Их
1 - —0,0765 —0,4590 -0,1152 —0,6910 1
2 — —0,0629 —0,3774 — —0,1001 —0,6006 2
3 — —0,0322 —0,1935 •• —0,0613 —0,3677 3
4 — —0,0076 —0,0456 —— —0,0188 —0,1126 4
5 0 0 0 0 0 0 5
6 —— 0,0547 —0,0287 —‘ - 0,0870 0,1268 6
7 — 0,0147 —0,0026 0,0609 0,1374 7
8 — —0,0393 0,0130 — —0,0031 0,1123 8
9 -0,0456 —0,0361 —0,0171 —0,1126 —0,0892 —0,0422 9
10 — 0,2003 0,2183 —— 0,2106 0,3221 10
11 — 0,1329 0,1919 — 0,1623 0,2823 11
12 — —0,0411 0,1053 — 0,0016 0,1507 12
13 —0,2160 —0,1709 —0,0810 —0,3461 —0,2740 —0,1298 13
14 — 0,2630 0,2922 — 0,2132 0,2014 14
15 — 0,0270 0,1457 —— 0,0316 0,0745 15
16 —0,4681 —0,3705 -0,1755 —0,506d —0,4006 —0,1898 16
17 — 0,2492 0,2671 11 0,1574 0,0623 17
18 — 0,1458 0,1476 — 0,0734 —0,0037 18-
19 —0,6042 —0,4783 —0,2266 —0,4750 —0,3761 —0,1781 19
20 —— 0 0 — 0 0 20
21 0 0 0 0 0 0 21
Таблица 18
Равнобедренные трапецеидальные плиты,
защемленные по двум сторонам и свободно опертые
*3
по двум основаниям, при ак = — • а2
8
под треугольной нагрузкой
Ми =
Мх = УхЧ^-,
Му = р.удЬсг.
№ точек Прямая нагрузка q Обратная нагрузка q № точек
V-u Л/ 1АЫ
1 — 0 0 — 0 0 1
2 — 0 0 — 0 0 2
3 — 0 0 — 0 0 3
4 — 0 0 0 0 4
5 0 0 0 0 0 0 5
6 — 0,1349 0,1742 — 0,2097 0,4483 6
7 — 0,0541 0,1435 — 0,1292 0,3788 7
8 — —0,0560 0,0771 — —0,0222 0,2225 8
9 —0,0922 —0,0730 —0,0346 —0,1938 —0,1535 —0,0727 9
10 —— 0,2708 0,2940 — * 0,3201 0,4434 10
11 0,1804 0,2529 — 0,2385 0,3802 11
12 —- 0,0545 0,1261 — —0,0163 0,1831 12
13 —0,3303 -0,4579 —0,2169 —0,5386 —0,4264 —0,2020 13
14 0,3062 0,2956 — 0,2818 0,2068 14
15 — 0,0241 0,1313 — 0,0275 0,0503 15
16 —0,5935 —0,4699 —0,2226 —0,7102 —0,5623 .-0,2663 16
17 — 0,2747 0,2520 0,1984 0,0383 17
18 — - 0,1528 0,1263 — 0,0845 —0,0381 18
19 —0,6956 —0,5507 —0,2609 —0,6217 —0,4922 —0,2332 19
20 — 0 0 — 0 0 20
21 0 0 0 0 0 0 21
Нормальные и касательные напряжения в балке-стенке с защемленными краями.
Толщина стенки равна единице
37
Таблица 19
10
ь 1 2 11 20 29
3 12 21 30
4 13 22 31
5 14 23 32
ь 6 15 24 33
7 16 25 34
8 17 26 35.
9 18 27 36
а а
№ а - « 0,5 Ъ № а . Л а = = 1,0 Ъ •№ а а 2,0 b
точек 'ху точек °х ^у i точек ах ~ху
1 . —0,306 —1,000 0 1 —0,602 —1,000 0 а 1 —1,3?6 -1,000 0
2 —0,188 —0,928 0 2 —0,323 —0,943 0 2 -0,885 —0,963 0
3 —0,158 —0,801 0 3 -0,197 —0,813 0 3 -0,532 -0,952 0
4 —0,125 -0,656 0 4 —0,132 -0,659 0 4 —0,282 -0,693 0 ;
Продолжена?
№ точек а = —= 0,5 Ь № точек а = — =1,0 Ь № точек а а = = 2,0 b
°х °У zxy ! хху ах ау Тху
5 -0,083 —0,500 0 5 -0,083 —0,500 0 5 -0,083 -0,500 0
6 -0,041 —0,343 0 6 -0,034 —0,341 0 6 -0,115 —0,307 0
7 -0,008 —0,199 0 7 1-0,031 —0,186 0 7 -0,366 -0,148 0
8 h 0,021 —0,072 0 8 (-0,157 —0,057 0 8 -0,718 —0,037 0
9 1-0,140 0 0 9 (-0,436 0 0 9 Н,210 0 0
10 -0,296 - —1,000 0 10 -0,537 —1,000 0 10 -1,201 —1,000 0
11 -0,182 —0,930 —0,056 11 -0,289 —0,939 —0,105 11 -0,733 —0,967 —0,153
12 -0,157 -0,807 —0,068 12 -0,187 —0,802 -0,147 12 -0,422 —0,856 —0,286
13 -0,123 —0,661 —0,076 13 -0,131 —0,656 -0,157 13 -0,229 —0,694 —0,363
14 -0,083 —0,500 —0,080 14 -0,083 -0,500 —0,158 14 -0,083 —0,500 —0,389
15 -0,043 —0,339 —0,076 15 -0,036 —0,343 -0,157 15 -0,062 —0,306 —0,363
16 -0,010 —0,193 —0,068 16 1-0,020 -0,192 —0,147 16 -0,261 —0,144 —0,296
17 1-0,016 —0,070 —0,058 17 < -0,122 —0,061 —0,105 17 -0,566 —0,033 -0,153
18 (-0,129 0 0 18 (-0,371 0 0 18 (-1,036 0 0
19 -0,216 — 1,000 0 19 -0,315 —1,000 0 19 -0,598 —1,000 0
20 -0,167 , —0,935 —0,107 20 -0,187 —0,928 —0,216 20 -0,259 —0,976 —0,304
21 -0,148 -0,827 —0,135 21 -0,158 —0,801 —0,290 21 -0,109 —0,860 —0,578
22 -0,117 —0,675 —0,157 22 -0,125 —0,656 —0,310 22 -0,071 —0,690 -0,730
23 -0,083 —0,500 —0,165 23 -0,083 —0,500 —0,315 23 -0,083 —0,500 -0,781 :
24 -0,049 —0,325 —0,157 24 -0,041 —0,343 —0,310 24 -0,095 —0,309 —0,730
25 -0,018 —0,173 —0,135 25 -0,008 —0,199 —0,290 25 -0,058 —0,140 -0,578
П родолжение
№ точек а = = 0,5 Ь № точек а = —= 1,0 Ь Ks точек Л а 2,0 Ь
вх 'ху ах су хху о. л Хху
26 —0,001 —0,061 —0,107 26 + 0,020 -0,072 —0,216 26 + 0,092 —0,023 —0,304
27 +0,050 0 0 27 + 0,148 0 ' 0 27 +0,431 0 0
28 —0,045 —1,000 0 28 +0,115 — 1,000 0 28 + 0,557 —1,000 0
29 —0,142 —0,971 —0,141 29 —0,047 -0,937 —0,318 29 --0,596 —0,957 —0,488
30 —0,129 —0,872 —0,203 30 —0,111 —0,846 —0,418 30 —0,398 —0,821 —0,882
31 —0,106 —0,702 —0,^47 31 —0,105 —0,694 —0,471 31 -0,158 —0,663 —1,081
32 —0,083 —0,500 —о;2бо 32 —0,083 —0,500 —0,489 32 —0,083 —0,509 — 1,146
33 —0,060 -0,298 —0,247 33 —0,061 —0,305 —0,471 33 -0,325 —0,337 —1,081
34 —0,037 —0,128 —0,203 34 —0,055 —0,153 —0,418 34 -0,565 —0,179 —0,882
35 —0,025 —0,028 -0,141 35 —0,120 —0,062 —0,318 35 —0,763 —0,043 —0,488
36 —0,122 0 0 36 —0,281 0 ’ 0 36 -0,723 0 0
37 +0,104 —1,000 0 37 +0,878 —1,000 0 37 +3,051 —1,000 0
38 —0,092 —1,091 —0,164 38 ' +0,132 —1,213 —0,328 38 -1,669 —0,960 —0,656
39 —0,092 —0,944 —0,281 39 . —0,013 —1,093 —0,562 39 -1,012 -0,904 -1,125
40 —0,087 —0,759 —0,351 40 —0,023 —0,829 —0,703 40 -0,476 —0,704 —1,406
41 —0,083 —0,500 —0,375 41 —0,083 —0,500 —0,750 41 —0,083 —0,500 —1,500
42 —0,079 —0,241 —0,351 42 —0,144 —0,170 —0,703 42 —0,643 —0,296 —1,406
43 —0,074 —0,056 —0,281 43 —0,180 —0,093 —0,562 43 -1,179 —0,096 -1,125
44 —0,074 +0,091 —0,164 44 —0,298 +0,213 —0,328 44 —1,832 —0,037 —0,656
45 —0,027 0 0 45 —1,045 0 0 45 -3,218 0 0
Таблица 20
Квадратная балка-стенка, защемленная по боковым
сторонам и загруженная сосредоточенной силой
в середине пролета
Напряжения х/а yla 0 1/3 2/3 1,0
2а — °* 1,0 2/3 1/3 0 -1/3 -2/3. -1/0 —3,038 0,130 0,286 0,170 0,101 0,147 0,441 —0,390 —0,392 —0,104 —0,010 - 0,018 0,073 0,287. 0,654 —0,138 —0,238 —0,168 —0,101 —0,085 —0,130 1,511 0,074 -0,252 —0,249 —0,193 -0,228 —0,748
7 * _2L — 0,176 0,038 0,055 0,138
2а Р в 1,0 2/3 1/3 0 -1/3 -2/3 -1,0 —6,0 —3,352 —1,748 —0,925 —0,457 —0,154 0 0 —0,802 —0,828 —0,697 —0,346 -0,1*31 0 0 —0,093 —0,230 —0,246 —0,187 —0,101 0 0 • 0,012 —0,042 —0,042 —0,032 —0,038 0
Напряжения х/а У1о 1/6 1/2 5/6 1,0 а
2а ±1,0 5/6 1/2 1/6 -1/6 -1/2 —5/6 0 1,324 0,802 0,411 0,234 0,151 0,077 0 0,522 0,776 0,642 0,485 0,366 0,208 0 0,429 0,640 0,626 0,544 0,452 0,309 0 0,435 0,613 0,626 0,549 0,449 0,328
* Z* — равнодействующая растягивающих напряжений.
Таблица 21
Балка-стенка с отношением сторон lt5 : 1,
защемленная по боковым сторонам и загруженная
сосредоточенной силой в середине пролета
Напряжения х/о У 1а 0 ' 1/3 2/3 1,0
2а р 2/3 1/3 0 —1/3 —2/3 —3,311 0,058 0,308 0,400 1,108 —0,564 —0,428 —0,081 0,138 0,631 0,742 —0,091 —0,214 —0,218 —0,370 1,955 0,189 —0,225 —0,463 —1,632
гг — 0,220 0,076 0,062 0,194
2а - Р °У 2/3 1/3 0 -1/3 —2/3 —6,0 —3,252 —1,476 —0,477 0 0 —0,721 —0,620 —0,262 0 0 —0,046 —0,149 —0,130 0 0 0,032 —0,037 —0,077 0
Напряжения л/о У1а 1/6 1/2 5/6 1,0
2а 2/3 1/2 1/6 -1/6 -1/2 —2/3 0 1,374 0,888 0,500 0,238 0 0. 0,653 0,990 0,857 0,500 0 0 0,607 0,881 0,875 0,631 0 0 0,622 0,852 0,856 0,670 . 0
* Zx — равнодействующая растягивающих напряжений.
Таблица 22
Напряжения в однопролетной балке-стенке,
свободно лежащей на опорах
Ъ*а
с=0,15а
Множитель c^Q/2a
Толщина стенки «=7
Напряжения ау для случая единичной нагрузки,
равномерно распределенной на нижней грани
X. X у х^ 0 4-0,2а +0,4а 4-0,6а 4-0,8а 4-1,0а Примеча- ние
ооосо^сч сч со ь. 00 о о —о о о* о* о о о о о о о I -^0,076 —0,075 —0,031 + 0,055 + 0,180 + 0,340 + 0,533 + 0,745 + 0,920 + 0,980 +1,014 + 1,024 + 1,017 —0,067 —0,072 —0,032 + 0,042 + 0,148 + 0,292 + 0,464 + 0,671 +0,870 + 0,945 +0,995 + 1,015 + 1,009 —0,038 —0,050 —0,032 +0,009 + 0,069 +0,151 + 0,266 +0,472 +0,653 + 0,784 +0,903 +0,976 +0,985 + 0,020 + 0,006 —0,007 —0,019 —0,038 —0,058 —0,074 —0,054 + 0,054 + 0,187 + 0,449 + 0,810 + 0,968 + 0,125 + 0,120 + 0,080 —0,003 —0,130 —0,285 —0,498 —0,715 — 1,033 — 1,235 — 1,643 —2,120 —2,161 +0,278 + 1,418 +0,296 +0,064 —0,174 —0,418 —0,769 — 1,354 —2,120 —2,400 —2,240 —0,668 Q Множитель q = , 2а где Q— вся нагрузка на пролете
Напряжения ау для случая единичной нагрузки,
равномерно распределенной по верхней грани
X. х У 0 4-0,2а 4-0,4а 4- 0,6а 4" 0,8а 4" 1,0а Приме- чание
+ 1,06 — 1,076 — 1,067 — 1,038 —0,980 —0,875 —0,722
+ 0',86 — 1,075 — 1,072 — 1,050 —0,994 —0,880 —0,582
+ 0,66 — 1,031 — 1,032 — 1,032 — 1,007 —0,920 —0,704
+ 0,46 —0,945 —0,958 —0,991 — 1,019 — 1,008 —0,936
+ 0,26 —0,820 —0,852 —0,931 — 1,038 — 1,130 — 1,174 л е
0 —0,660 —0,708 —0,849 — 1,058 — 1,285 — 1,418 0J
-0,26 —0,467 —0,536 —0,734 — 1,074 — 1,498 — 1,769 Я
—0,46 — 0,255 —0,329 —0,528 — 1,054 — 1,715 —2,354 *
—0,66 —0,080 —0,130 —0,347 '—0,946 —2,033 —3,120 О •т*
—0,76 —0,020 —0,055 —0,216 —0,813 —2,235 —3,400
—0,86 --0,014 —0,008 —0,097 —0,551 —2,643 —3,240
—0,96 --0,024 + 0,015 —0,024 —0,190 — 3,120 — 1,668
— 1,06 + 0,017 + 0,009 —0,015 —0,032 —3,161 —
Продолжение
Напряжения ау для случая единичной нагрузки
собственным весом
X. X у 0 4- 0,2а 0,4а -1- 0,6а 4-0,8а 4-1,0а Приме- чание
+1,06 + 0,86 ~ -0,66 + 0,46 + 0,26 0 —0,26 —0,46 —0,66 —0,76 —0,86 —0,96 — 1,06 —0,076 —0,175 —0,231 —0,245 —0,220 —0,160 —0,067 + 0,045 + 0,120 + 0,130 + 0,114 + 0,074 + 0,017 —0,067 —0,172 —0,232 —0,258 —0,252 —0,208 —0,136 —0,029 +0,070 + 0,095 + 0,095 +0,065 + 0,009 —0,038 —0,150 —0,232 —0,291 —0,331 —0,349 —0,334 —0,228 —0,147 —0,066 -f-0,003 + 0,026 + 0,015 + 0,020 —0,094 —0,207 —0,319 —0,438 —0,558 —0,674 —0,754 —0,746 —О;663 —0,451 —0,140 —0,032 + 0,125 + 0,020. —0,120 —0,308 —0,530 —0,785 — 1,098 — 1,415 — 1,833 —2,085 —2,543 —3,070 —3,161 +0,278 + 0,318 +0,096 —0,236 —0,574 —0,918 — 1,768 —2,054 —2,920 —3,250 —3,140 — 1,618 Ст Л Ч О) S О X £
Напряжения одинаковые для всех трех случаев нагрузки
X. X у 0 + 0,2а 4-0,4а 4-0,6а 4-0,8а 4-1,0а Приме- чание
+ L06 —0,433 —0,403 —0,314 —0,184 —0,036 ho,юо
+ 0,86 —0,236 —0,214 —0,150 —0,057 --0,049 -V- -0,098
+ 0,66 —0,149 —0,131 —0,075 —0,001 --0,070 -0,092
+0,46 —0,134 —0,113 —0,068 —0,001 --0,056 4 -0,085
+ 0,26 —0,167 —0,149 —0,098 —0,026 --0л040 -0,078 Л ч
0 —0,212 —0,194 —0,142 —0,060 --0,030 -0,073 О) £
—0,26 —0,224 —0,215 —0,176 —0,092 + 0,019 -0,073
—0,46 —0,141 —0,145 —0,161 —0,109 --0,006 -0,077
—0,66 + 0,131 + 0,088 —0,021 —0,071 --0,061 -0,086 О X
—0,76 +0,369 +0,309 + 0,133 --0,008 --0,130 -0,093
—0,86 + 0,713 --0,614 + 0,424 --0,080 --0,313 -0,100
—0,96 --1,028 +0,983 +0,840 --0,462 --0,016 -0,108
— 1,06 + 1,424 -4-1,427 + 1,441 + 1,501 — 1,523 НО,117
Напряжения т, одинаковые для всех трех случаев нагрузки
X. X у ^х 0 4-0,2а 4- 0,4а 4-0,6а 4-0,8а 4-1,0® Приме- чание
+ 1,06 + 0,86 + 0,66 + 0,46 + 0,26 0 —0,26 —0,46 —0,66 —0,76 —0,86 —0,96 — 1,06 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 —0,030 + 0,022 +0,064 + 0,101 +0,128 + 0,172 +0,201 +0,205 +0,155 +0,103 + 0,048 + 0,003 —0,014 —0,067 + 0,035 +0,110 + 0,174 + 0,237 + 0,304 + 0,369 +0,412 +0,368 +0,285 + 0,168 + 0,040 —0,017 —0,090 + 0,033 +0,124 + 0,194 + 0,271 + 0,349 + 0,446 +0,546 +0,626 + 0,623 +0,565 +0,355 + 0,019 —0,104 + 0,016 + 0,088 + 0,136 + 0,184 +0,246 + 0,339 +0,448 + 0,561 +0,602 + 0,840 + 1,375 +0,207 —0,018 +0, 002 —0,032 -0,033 —0,006 +0,012 —0,004 —0,024 + 0,014 +0,042 + 0,012 + 0,019 + 0,023 Множитель q
Таблица 23
Значения нормальных усилий Nx в сечении 5 = 0,5 свободно опертой прямоугольной балки-стенки,
загруженной по стороне у = 0 (множитель при всех табличных числах р)
по стороне у = 0 (множитель при всех табличных числах р)
2а
J " 2Ь
g я I
llllli llillllil
1 2а 1
4£а=С2- -1
л =-Х-
Схема 7 0,5 0,75 1 1,5 2,0
е 71 0,05 0,1 0,2 0,05 0,1 0,2 1 0,05 0,1 0,2 0,05 0,1 0,2 0,05 0,1 0,2
1,000 —0,010 -0,009 —0,008 -0,078 -0,071 —0,056 —0,230 —0,210 -0,161 —1,365 —1,190 -0,877 —2,708 —2,440 -1,818
0,875 0,013 0,010 0,006 —0,053 —0,051 -0,041 —0,198 —0,181 —0,131 —0,940 —0,823 —0,599 —1,922 -1,789 —0,241
0,750 0,004 0,002 0,000 —0,141 —0,093 —0,064 —0,326 -0,224 -0,154 —0,705 -0,589 -0,429 -1,386 -1,218 -0,891
0,625 —0,020 —0,017 -0,014 —0,189 —0,155 —0,111 —0,339 —0,291 —0,205 —0,460 —0,413 —0,308 —0,703 —0,622 -0,463
А 0,500 —0,085 -0,073 -0,061 —0,273 —0,239 —0,194 —0,409 —0,362 —0,253 —0,259 -0,245 -0,197 —0,125 -0,113 -0,110
0,375 -0,231 —0,192 -0,151 —0,328 —0,283 -0,215 —0,352 -0,311 —0,240 0,044 0,027 —0,024 0,514 0,368 0,286
0,250 —0,408 —0,362j —0*254 .—0,231 —0,164 —0,181 0,005 —0,005 —0,051 0,559 0,490 0,376 1,273 1,122 0.800
0,125 —0,009 -0,015 —0,058 0,400, 0,353 0,221 0,815 0,724 0,501 1,341 1,210 0,914 2,081 1,870 1,424
0,000 1,887 1,709 1,424 1,899 1,717 Z 1,431 1,945 1,752 1,457 2,313 2,104 1,699 3,198 2,839 2,207
1,000 —0,009 —0,008 —0,008 -0,067 —0,065 —0,061 —0,205 —0,202 -0,197 —1,037 — 1,012 —0,988 —2,261 —2,209 —2,132
0,875 0,005 0,005 0,005 -0,051 —0,049 —0,047 —0,162 —0,159 —0,152 —0,704 —0,695 —0,671 —1,508 —1,490 —1,429
0,750 0,000 —0,001 —0,001 —0,077 —0,074 —0,072 —0,188 —0,183 —0,177 —0,523 —0,515 —0,494 -1,118 —1,104 —1,053
0,625 —0,019 —0,019 —0,018 —0,128 —0,125 —0,120 —0,247 —0,240 —0,232 —0,434 —0,425 —0,400 —0,728 -0,713 —0,660
к 0,500 —0,071 —0,069 —0,066 -0,193 г-0,188 —0,180 —0,316 —0,309 —0,294 —0,406 —0,392 —0,356 —0,470 —0,444 —0,372
0,375 -0,161 —0,158 —0,154 —0,277 —0,269 —0,258 —0,382 —0,365 —0,348 —0,395 —0,364 —0,299 —0,280 -0,236 —0,092
0,250 —0,316 —0,312 —0,300 —0,380 —0,361 —0,335 —0,416 —0,393 —0,320 —0,355 —0,280 0,090 —0,078 0,106 0,442
0,125 —0,419 -0,396 —0,323 —0,463 —0,391 —0,195 —0,391 —0,236 0,108 —0,120 0,299 0,866 0,514 1,249 1,784
0,000 19,440 9 422 » 4,399 19,443 9,427 4,403 19,466 9,451 4,426 19,736 9,729 4,707 20,336 10,331 5,285
Таблица 24
Значения нормальных усилий Nx для неразрезной прямоугольной балки-стенки,
загруженной равномерно распределенной внешней нагрузкой по нижней грани
(множитель при всех табличных числам р)
7 0,5 0,75 1 1,5 2
\ £‘ 71 \ 0,025 0,050 0,100 0,025 0,050 0,100 0,025 0,050 0,100 * 0,025 0,050 0,100 0,025 0,050 0,100
1,000 —0,001 —0,001 —0,001 —0,016 —0,016 —0,015 —0,093 —0,092 —0,088 —0,502 -0,495 —0,472 -1,084 -1,073 -1,031
0,875 —0,001 —0,001 —0,001 —0,010 —0,010 —0,010 —0,052 —0,051 —0,049 —0,287 —0,283 —0,271 —0,668 —0,660 —0,635
О 0,750 —0,001 —0,001 —0,001 —0,021 —0,020 -0,019 —0,061 —0,060 -0,057 —0,£09 —0,207 —0,200 —0,417 —0,412 —0,399
0> ч 0.62J5 —0,006 —0,006 —0,006 —0,045 —0,044 —0,042 -0,106 —0,105 -0,101 -0,193 —0,191 —0,186 —0,249 —0,247 —0,245
о 0,500 —0,020 —0,019 —0,018 —0,093 —0,092 —0,089 —0,163 —0,162 -0,156 -0,167 —0,168 —0,170 —0,093 —0,093 —0,101
си с 0,375 —0,066 —0,064 —0,062 —0,166 —0,164 —0,158 -0,197 -0,195 —0,192 —0,079 —0,083 —0,089 0,109 0,105 0,092
СЛ * 0,250 —0,167 —0,164 —0,159 -0,189 —0,187 -0,187 -0,103 —0,104 —0,111 0,142 0,140 0,127 0,402 0,399 0,379
0,125 '—0,104 -0/, 105 —0,111 0,107 0,107 0,101 0,288 0,286 0,271 0,537 0,535 0,519 0,808 0,801 0,778
0,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,000 1,002 1,002 1,002 1,067 1,066 1,063 1,316 1,313 1,297
1,000 0,001 0,001 0,001 0,016 0,016 0,015 0,094 0,092 0,088 0,532 0,525 0,496 1,268 1,249 1,173
0,875 0,001 0,001 0,001 0,010 0,010 0,010 0,053 0,052 0,049 0,307 0,303 0,287 0,772 0,758 0,715
Ф си 0,750 0,001 0,001 0,001 0,021 0,020 0,019 0,063 0,062 0,059 0,249 0,245 0,230 0,549 0,538 0,499
о 0,625 0,006 0,006 0,006 0,045 0,044 0,042 0,118 0,117 0,Ш 0,281 0,275 0,254 0,479 0,465 0,415
К о 0,500 0,020 0,020 0,019 0,100 0,098 0,094 0,202 0,199 0,186 0,366 0,354 0,318 0,489 0,465 0,385
а 0,375 0,068 0,067* 0,064 0,205 0,202 0,189 0,331 0,323 0,294 0,483 0,461 0,379 0,537 0,483 0,322
X 0,250 0,206 0,202 0,189 0,389 0,377 0,337 0,507 0,481 0,401 0,608 0,534 0,319 0,560 0,401 0,037
0,125 0,507 0,482 0,400 0,647 0,567 0,342 0,675 0,514 0,145 0,585 0,153 —0,435 0,224 -0,511 —1,100
0,000 Приме —19,000 ч' а нис —9,000 2< 5. 7 ” ' 2 —4,000 2 —19,000 У 7} « 1 2Ь —9,000 * ; с -4,000 = 2£ifl. —19,002 —9,00? -4,002 -19,067 -9,066 —4,063 —19,320 -9,317 -4,301
Таблицы для расчета круглых плит
В круглой плите под -действием поперечной нагрузки возни-
кают два вида изгибающих моментов: радиальные — Мг, по которым
рассчитывается радиальная арматура, и тангенциальные — Mt,
по которым рассчитывается кольцевая арматура.
При нагрузке, симметричной относительно оси плиты, оба
момента являются функцией одной координаты — расстояния х
от центра — и неизменны в пределах всей окружности данного ра-
диуса х.
Ниже приведены формулы и таблицы коэффициентов для опре-
деления изгибающих моментов, прогибов и углов Поворота для
следующих случаев загружения.
Таблица 25
Круглая плита, нагруженная моментом Л1о по периметру
прогиб
EI
угол поворота
на опоре
MQR
xIR >• xIR £
0 0,5000 0,6 0,32(Й
0,1 0,4950 0,7 0,2550
0,2 0,4800 0,8 0,1800
0,3 0,4550 0,9 0,0950
0,4 0,4200 1,0 0
0,5 0,3750
Таблица 26
Круглая плита, нагруженная равномерно распределенной
нагрузкой р
x]R Г 7 V
0 0,0781 0,1875 0,1875
0,1 0,0772 0,1856 0,1869
0,2 0,0744 0,1800 0,1850
0,3 0,0698 0,1706 0,1819
0,4 0,0636 0,1575 0,1775
0,5 0,0557 0,1406 0,1719
0,6 0,0464 0,1200 0,1650
0,7 0,0359 0,0956 0,1569
0,8 0,0246 0,0675 0,1475
0,9 0,0124 0,0356 0,1369
1,0 0 0 0,1250
rr к \ tPR* •
Прогиб л — ? -— ,
EI
Опорный момент при заделке
Mr — ipR2', Mt = \р/?2.
Мо = —0,1250р/?2.
Таблица 27
Кольцевая нагрузка Р на кольцевой плите
Р(КГ/м)
Радиальный момент:
Мг = ?Рг;
прогиб:
, PR2r .
- £ —:,
тангенциальный момент: Mt = vPr;
опорный момент при заделке: Мо = тРг.
xlR Отношение радиуса отверстия к радиусу плиты (r/Z?)
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
0 0,3750 - - — — - 1 - 1 - 1 - 1 — -
0,1 0,3655 0,3980 — — — — — — —
CQ ХО 0,2 0,3439 0,3682 0,4140 — — — — — — —
S 0,3 0,3142 0,3334 0,3698 0,4129 — — 1 — — — —
О сх 0,4 0,2783 0,2939 0,3231 0,3579 0,3950 — — — — —
к 0,5 0,2379 0,2503 0,2737 0,3015 0,3311 0,3613 — — — — —
к 0,6 0,1940 0,2037 0,2219 0,2435 0,2665 0,2900 0,3134 ‘ — —
0,7 0,1476 0,1547 0,1681 0,1840 0,2009 0,2183 0,2354 0,2524 — — —
*JU> 0,8 0,0993 0,1040 0,1128 0,1233 0,1345 0,1459 0,1572 0,1684 0,1793 — —'
0,9 0,0499 0,0522 0,0566 0,0618 0,0674 0,0731 0,0787 0,0842 0,0897 0,0949 —
1,0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 —
П родолжение
• XIR Отношение радиуса отверстия к радиусу плиты (г//?)
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
о 0 — — — — — — — — — —
о 0,1 1,1513 0 — — — —— — " 1 1
я 0,2 0,8047 0,5256 0 — — — — — — — —
4Э 0,3 0,6020 0,4844 0,2630 0 — — — — — — —
со f-1 s я 0,4 0,4581 0,3971 0,2821 0,1456 0 — — — —
ef 0) я S 0,5 0,3466 0,3117 0,2460. 0,1680 0,0848 0 — 1 ' '
Ом о *s 0,6 0,2554 0,2347 0,1958 0,1495 0,1003 0,0500 0 — — —
*5 К 0,7 0,1783 0,1662 0,1434 0,1164 0,0875 0,0581 0,0288 0 — —-
*5 кС 0,8 0,1116 0,1050 0,0927 0,0781 0,0625 0,0466 0,0308 0,0152 0 —
0,9 1,0 0,0527 0 0,0500 0 0,0448 0 0,0387 0 0,0322 0 0,0256 0 0,0190 0 0,0125 0 0,0061 0 0 0 0
О 0 — — — — — •i— — —
О 0,1 1,6513 2,8259 — — — — — — — —
Я я 0,2 1,3047 1,6071 2,1765 «— — — . — — — —
*5 0,3 1,1020 1,2428 1,5081 1,8230 — — — —
— Я та а" Е 0,4 0,9581 1,0425 1,2012 1,3898 1,5908 — — — — — —
мм мм ММ МН ?. 4> 0,5 0,8466 0,9047 1,0142 1,1442 1,2829 1,4242 — — — —
vV мм См £ 0,6 0,7554 0,7993 0,8821 0,9803 1,0851 1,1918 1,2982 — — ' —
Я со *г 0,7 0,6783 0,7137 0,7803 0,8594 0,9437 1,0296 1,1152 1,1993 — — —
НМ 0,8 0,6116 0,6414 0,6975 0,7641 0,8352 0,9076 0,9797 1,0506 1,1199 0,9959 — —
ь; 0,9 0,5528 0,5787 0,6276 0,6857 0,7477 0,8108 0,8737 0,9355 1,0546
кС 7- 1,0 0,5000 0,5233 0,5671 0,6191 0,6745 0,7310 0,7873 0,8427' ' 0,8967 0,9492 1,0000
т 1,0 0,5000 0,5233 0,5671 0,6191 0,6745 0,7310 0,7873 0,8427 0,8967 0,9492 1,0000
Таблица 28
Значения функций ф. в формуле (127) в зависимости от значения Рх
рх ф рх Ф Зх Ф рх Ф
0 1,0000 1,8 —0,1985 3,6 —0,0124 5,4 0,0064
0,1 0,8100 Л9 —0,1899 3,7 —0,0079 5,5 0,0058
0,2 0,6398 2,0 —0,1794 3,8 —0,0040 5,6 0,0052
0,3 0,4888 2,1 -0,1675 3,9 —0,0008 5,7 0,0046
0,4 0,3564 2,2 —0,1548 4,0 0,0019 5,8 0,0041
0,’5 0,2415 2,3 —0,1416 4,1 0,0040 5,9 0,0036
0,6 0,1431 2,4 ,—0,1282 4,2 0,0057 6,0 0,0031
0,7 0,0599 2,5 —0,1149 4,3 0,0070 6,1 0,0026
0,8 —0,0093 2,6 —0,1019 4,4 0,0079 6,2 0,0022
0,9 —0,0657 2,7 —0,0895 4,5 0,0085 6,3 0,0018
1,0 —0,1108 2,8 —0,0777 4,6 0,0089 6,4 0,0015
1,1 -0,1457 2,9 —0,0666 4,7 0,0090 6,5 0,0012
1,2 -0,1716 3,0 —0,0563 4,8 0,0089 6,6 0,0009
1,3 —0,1897 3.J —0,0469 4,9 0,0087 6,7 0,0006
1,4 —0,2011 3,2 —0,0383 5,0 0,0084 6,8 0,0004
1,5 —0,2068 3,3 —0,0306 5,1 0,0080 6,9 0,0002
1,6 —0,2047 3,4 —0,0237 5,2 0,0075 7,0 0,0001
1,7 —0,2047 3,5 —0,0177 5,3 0,0069
Таблица 29
Области применения арматуры различных видов
в железобетонных конструкциях, эксплуатируемых
на открытом воздухе или в неотапливаемых зданиях
Вид и класс стали Марки стали Диаметр стержня в мм Расчетная зимняя температура наруж- ного воздуха наи- более холодной пятидневки в °C
До —30 от —30 до —40 ниже -40
Стержневая горяче- катаная гладкая класса A-I Ст. 3**; КСт. 3**; Ст. Зпс; КСт.' Зпс; Ст. Зкц; КСт. 3. кп; ВСт. 3 **; ВКСт. 3 **; ВСт. Зпс; ВКСт. Зпк; ВСт. Зпк; ВКСт. Зкп Я 1_ 6—40 1 г- L — 1
Стержневая горяче- катаная периоди- ческого профиля класса А-II Ст. 5 **; КСт. 5 **; Ст. 5пс; КСт. 5пс; 18Г2С 10—40 10—40 10—25 10—25 40—90
Стержневая горяче- катаная периоди- ческого профиля класса А-Ш 25Г2С 35ГС 18Г2С 6—40 6—40 6—9 — —
Стержневая горяче- катаная периоди- ческого профиля класса А-IV 20ХГ2Ц 20ХГСТ 80С 10—18
Стержневая, упроч- ненная вытяжкой, периодического профиля класса А-Пв Ст. 5 **; КСт. 5 **; Ст. 5пс; КСт. 5пс; 18Г2С 10—40 10—40 10—25 10—25 40—90 ++1 1 +
* Арматурная сталь может применяться каркасах и сетках. * * Сталь спокойная. только в вязаных
П родолжение
Вид и класс стали Марка стали Диаметр стержня Расчетная зимняя температура наруж- ного воздуха наи- более холодной пятидневки в °C
в мм До —30 от До -30 -40 ниже -40
Стержневая, упроч- ненная вытяж- кой, периодиче- ского профиля класса AIII-b 25Г2С 35ГС 6—40 Д- । -
Стержневая терми- ческая, упрочнен- ная, периодиче- ского профиля, класса Ат-IV Ст. 5 **; КСт. 5 **; Ст. 5пс; КСт. 5пс 10—18 • *
Обыкновенная арма- турная проволо- ка (низкоуглеро- дистая) класса В-1 и сварные сетки из нее 3—10
Высокопрочная ар- матурная прово- лока глаДкая (угле- родистая) клас- са В-П 00 1 со
То же, периоди- ческого профиля класса Вр-П 3—8
Арматурные пряди класса П X
Арматурные тросы (канаты) класса К
** Сталь спокойная. Обозначения: + (плюс) — допускается; — (минус) — не допускается. ' :
ЛИТЕРАТУРА
1. Алферов К. В. Бункера, затворы, питатели. Машгиз, 1946.
2. А с т р я б М. Ю. и Ушаков Н. А. К унификации сборных
железобетонных бункеров. — «Промышленное строительство», 1963,
№ 10.
3. Бирман С. Е. Основы конструирования и расчета бункера
как пространственной системы. Труды ЛИИПС, вып. 5. ОНТИ, 1938.
4. Васильев Н. В., Олевский В. А. Транспортные устрой-
ства и складское хозяйство обогатительных фабрик. Углетехиздат,
1954.
5. В а р в а к П. М. Развитие и приложение метода сеток к рас-
чету пластинок, ч. I. Изд-во АН УССР, 1949.
6. Безметалльная футеровка штабельных погрузочных бунке-
ров. Техническое решение. ГИПРОНЕМЕТРУД, 1961.
7. Гольденблат И. И. Расчет и конструирование железо-
бетонных балок-стенок. Госстройиздат, 1940.
8. Дыховичный А. И., Дыховичный Ю. А. Железо-
бетонные конструкции. Углетехиздат, 1957.
9. ДишингерФ. Оболочки. Госстройиздат, 1932.
10. Зелятров В. Н. и Мельников Н. П. Выбор стали,
для строительных металлических конструкций. Стройиздат, 1964.
11. Инструкция по проектированию железобетонных конструкций,
ч. I и II. ЦНИИПромзданий и НИИЖБ, 1964.
12. Канторович 3. Б. Бункера, питатели и затворы. ОНТИ,
1935.
13. Клейн Г. К. Строительная механика сыпучих тел. Гос-
стройиздат, 1956.
14. Калманок А. С. Строительная механика пластинок. Маш-
стройиздат, 1950.
15. Калманок А. С. Расчет балок-стенок. Госстройиздат,
1956.
16. Л и т в и н е н к о В. И. Железобетонные бункера и силосы.
Госстройиздат, 1953.
17. Лессиг Е. Н., Лилеев А. Ф. и Соколов А. Г. Сталь-
ные листовые конструкции. Госстройиздат, 1956.
18. Леонгардт Ф. Л. Напряженно армированный железобе-
тон. Госстройиздат, 1957.
19. Указания по проектированию стальных противоизносных фу-
теровок бункеров рудоподготовительных предприятий, Ленпром-
стройпроект и Механобр, 1962.
20. Подбор сечений железобетонных элементов. Внецентренно
растянутые элементы. Ленпромстройпроект, серия РМ-566-05, 1965.
21. Липницкий М. Е. и Абрамович Ж. Р. Проектирова-
ние железобетонных бункеров и силосов. Госстройиздат, 1960.
22. Липецкий В. Д. Расчет призматических складчатых кон-
струкций. 1946.
23. Новиков Я. А. Анкеровка арматуры предварительно на-
пряженных конструкций. ЦБТИ, 1957.
24. Овечкин А. М. Расчет железобетонных круглых резервуа-
ров. Госстройиздат, 1950.
25. Справочник проектировщика промышленных сооружений,
т. IV. Железобетонные конструкции Промстройпроект, ОНТИ, 1935.
26. С а х н о в с к и й К. В. Железобетонные конструкции. Гос-
стройиздат, 1959.
27. Тимошенко С. П. Пластинки и оболочки. Госстройиздат,
1948.
28. Указания по проектированию силосов для сыпучих материа-
лов, СН302-65. Гостройиздат, 1965.
29. Указания по определению нормативных нагрузок и коэффи-
циентов перегрузки для. надшахтных зданий и сооружений пред-
приятий угольной промышленности. Киев, 1964.
30. Улицкий И. И., Р и в к и н С. А., Самолетов Н. В. и
др. Железобетонные конструкции. Гост^хиздат, УССР, 1958.
31. Шебу ев Б. А. Железобетонные резервуары, бункера и си-
лосы. ОНТИ, 1935.
32. ЮЖНИИ. Научно-технический отчет № 59-06 (59-19). Совер-
шенствование технологии возведения объектов промышленного строи-
тельства. Объекты доменных печей. Раздел В. «Обследование со-
стояния бункерных эстакад, выполненных из железобетонных кон-
струкций и изучение способа их возведения с целью обобщения
опыта и выбора лучших конструктивно-технологических решений».
ЮЖНИИ. Научно-технический отчет № 59-06 (59-19), 1959.
33. ГОСТ 5058-65*. Сталь низколегированная конструкционная.
Марки и общие технические требования.
34. ГОСТ 7832-55. Отливки фасонные из конструкционной леги-
рованной стали. Технические условия.
35. ГОСТ 380-60*. Сталь углеродистая обыкновенного качества.
Марки и общие технические требования.
36. Строительные нормы и правила. Глава П-В. 1-62.
37. Строительные нормы и правила. Глава П-В. 3-62.
38. Справочник проектировщика. Расчетно-теоретический. Строй-
издат, 1960.
39. М. е t A. R е i m b е г t. Silos. Traite teorie et Practique, Pa-
ris, 1956.
40. H e n г у I. Cowan. The Theory of Prestressed Concrete
Design, London, 1956.
41. I. M. Grom. Design of Prestressed Tanks Proceedings of
American Society of Civil-Engineering, v. 76, October, 1950.
42. Ricardo Barredo. Tension uniforme de armaduras
curvas. Madrid, 1958.
СОДЕРЖАНИЕ Стр.
ЧАСТЬ ПЕРВАЯ
Железобетонные бункера 3
ГЛАВА I. Назначение и типы бункеров...................... —
§ 1. Общие сведения................................ —
§ 2. Форма бункеров ........................ . 4
ГЛАВА II. Конструктивные решения бункеров 8
§ 3. Монолитные бункера............................. —
§ 4. Сборные железобетонные бункера................. 9
§ 5. Бункера смешанной конструкции................. 10
§ 6. Унификация конструкции бункеров................ —
§ 7. Расход материала на 1 т емкости бункеров ... 12
ГЛАВА III. Футеровка стенок и воронок и защитные решетки
над бункерами..................................... 15
§ 8. Воздействующие факторы и виды футеровок . . —
§ 9. Выбор типа футеровок......................... 19
§ 10. Назначение сечений стальной листовой футеровки 25
§ 11. Защитные решетки над бункерами................ 33
ГЛАВА IV. Расчет элементов бункеров..................... 34
§ 12. Основы расчета и определение геометрических
данных . ............................................ —
§ 13. Определение давления сыпучих тел на стенки
бункера . ......................................... 36
§ 14. Определение растягивающих усилий в стенках
бункеров............................................ 40
§ 15. Определение изгибающих моментов в стенках
бункеров (местного изгиба).......................... 41
§ 16. Определение усилий в стенках от общего изгиба 43
§ 17. Расчет монолитных бункеров.................... 58
§ 18. Расчет сборных бункеров....................... 59
§ 19. Расчет бункеров смешанной конструкции .... 60
§ 20. Расчет бункеров круглой формы............... 66
ГЛАВА V. . Подбор сечений элементов железобетонных
бункеров.......................................... 68
§ 21. Подбор сечений центрально растянутых элементов —
§ 22. Подбор сечений внецентренно растянутых эле-
ментов ............................................ 69
ГЛАВА VI. Конструирование элементов железобетонных
бункеров........................................... 92
§ 23. Общие указания по конструированию . . —
§ 24. Монолитные железобетонные бункера . . 93
§ 25. Сборные железобетонные бункера . . 95
ГЛАВА VII. Конструирование элементов бункеров смешан-
ной конструкции.......................................... 101
§ 26. Конструирование подвесных стальных воронок и
узлов сопряжения................................... —
§ 27. Конструирование сборно-монолитных бункеров . . 104
ГЛАВА VIII. Примеры расчета и конструирования железо-
бетонных бункеров........................................ 107
Пример 1. Монолитный железобетонный бункер ... —
Пример 2. Бункер лоткового типа.................... 120
Пример 3. Бункер круглой формы .................... 133
ЧАСТЬ ВТОРАЯ
Железобетонные силосы................................ 136
ГЛАВА IX. Виды силосов и их унификация
§ 28. Общая часть..................................... —
§ 29. Способы загрузки и выгрузки материалов
из силосов.......................................... 139
§ 30. Унификация силосов и силосных корпусов . . 140
ГЛАВА X. Конструктивные решения силосных корпусов .„ . 147
§ 31. Монолитные и сборно-монолитные силосы ... —
§ 32. Сборные силосы................................ 155
§ 33. Силосы с предварительно напряженной арматурой 169
ГЛАВА XI. Способы возведения силосов и их технико-эконо-
мические показатели .... .... 189
§ 34. Монолитные силосы................................ —
§ 35. Силосы, возводимые в сборных конструкциях . . 194
§ 36. Технико-экономические показатели .... 195
ГЛАВА XII. Определение нагрузок.......................... 208
§ 37. Определение давлений на стенки силосов ... —
§ 38. Расчетные нагрузки, коэффициенты перегрузки,
коэффициенты, учитывающие дополнительные
(местные) давления сыпучего материала, коэф-
фициенты условий работы конструкций ... 214
ГЛАВА XIII. Расчет стенок силосов............................219
§ 39. Расчет стенок круглых силосов без предварительного
напряжения............................................
§ 40. Расчет стенок предварительно напряженных круг-
лых силосов ..................................... ;
§ 41. Определение изгибающих моментов в вертикальной
плоскости стенок предварительно напряженных
силосов ............................................
§ 42. Расчет стенок прямоугольных и многогранных
силосов . . Л ......................................
222
228
230
ГЛАВА XIV. Конструирование стенок силосов.............. 233
§ 43. Материалы, применяемые при возведении стенок
силосов ............................................. —
§ 44. Рекомендации по конструированию стенок моно-
литных силосов.................................... 234
§ 45. Конструирование силосов из сборных элементов 239
§ 46. Область применения предварительно напряжен-
ных стенок силосных корпусов....................... 243
ГЛАВА XV. Днища силосов, опорные колонны, надсилосные
перекрытия и галереи................................... 246
§ 47. Виды днищ, плоские днища силосов............... —
§ 48. Купольные, конусные и пирамидальные днища
силосов . ...... .......................... 251
§ 49. Колонны подсилосного этажа................... 256
§ 50. Надсилосные перекрытия и галереи . . 259
ГЛАВА XVI. Основания и фундаменты силосов 260
§ 51. Основания...................... . . —
§ 52. Фундаменты .................... . . . . 265
§ 53. Особенности конструирования . . . . 269
ГЛАВА XVII. Особенности проектирования силосов в сейсми-
ческих районах.................................... 271
§ 54. Особенности проектирования..................... —
§ 55. Примеры расчета................................ 276
ГЛАВА XVIII. Примеры расчета силосов 283
Пример 1 . —
Пример 2 . 288
Пример 3 . 292
Пример 4 300
Пример 5 304
Пример 6 308
Приложения 313
Литература 351
ОПЕЧАТКИ
Стр. Строка Напечатано Следует читать
20 5 снизу Я р 150 кГ/см3; Яи> >450 кГ/см2 : Яр> 150./сГ/сж3; Яа>450 кГ/сж3
35 18 сверху £=180° —где р ; ,е = 180—р, где р
230 8 » [15] (40]
232 11 снизу (Ю5) (Ю4)
233 11 > 20СГСТ 20ХГСТ
284 16 » согласно п. 4,9 указаний согласно §39
СН 302—65
286 1 » =0,8 =0,8 гя;
Прило- Графа 2, стр.
* жение, 19 снизу В КСг« Зпк ВКСт. Зпс
табл. 29 18 » ВСт. Зпк ВСт. Зкп
Графы Ст.5**; 10-40 — — Ст.5**; 10-40 + + +
3—6, стр. 12—16 снизу КСт.5**; 10-40 + — — КСт.5**; 10-40 4~ 4- +
. Ст.Бпс; 10—25 — — Ст.бпс; 10-25 — —
КСт.Бпс; 10-25 — — —i КСт.бпс; 10-25 + — —
18Г2С 40-90 + + — 18Г2С 40-90 4- + 4-
М. Е. Липницкий, Ж. Р. Абрамович
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ БУНКЕРА И СИЛОСЫ
Стройиздат, Ленинградское- отделение
Ленинград, пл. Островского, 6
Редактор 7И. Е. Васильева
Технич. редактор С. Л. Шапиро
Корректор С. Л. Чареков
Переплет художника А. А. Винера
Сдано в набор 25/Х 1966 г. Подписано к печати 19/IV 1967 г. М-14424.
Формат 84X1 О8‘/з2 № 2. Бум. л. 5,62. Усл. печ. л. 18,69+1 вкл. Уч.-изд. л. 22,01.
Зак. Xs 1933. Изд. № 874Л. Цена 1 р. 20 к. Тираж 10.000 экз.
Ленинградская типография Xs 4 Главполиграфпрома Комитета по печати при
Совете Министров СССР, Социалистическая, 14.