Трещиностойкость преднапряженных элементов стен сборных цилиндрических зерновых силосов тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.23.01, кандидат технических наук Вершинина, Наталия Игоревна

• Вершинина, Наталия Игоревна
• кандидат технических наук
• 1984

Оглавление диссертации кандидат технических наук Вершинина, Наталия Игоревна

ВВЕДЕНИЕ.

ГЛАВА I. ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА СИЛОСНЫХ СООРУЖЕНИЙ И

ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЙ. Ю

1.1. Развитие методов расчета стен цилиндрических силосов.Ю

1.2. Исследования образования, раскрытия и условий закрытия нормальных трещин во внецентренно--растянутых элементах.

1.3. Малоцикловое и знакопеременное нагружениеже-железобетонных элементов.

1.4. Основные задачи экспериментальных исследований

ГЛАВА II. МЕТОДИКА ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ ОПЫТ

НЫХ ОБРАЗЦОВ.

2.1. Конструкция опытных образцов.

2.2. Изготовление образцов.

2.3. Испытательное оборудование и приборы.

2.3.1. Установка для испытаний опытных образцов.,

2.3.2. Измерительная аппаратура и приборы.

2.3.3. Установка опытных овразцов в захваты рычажной машины.

2.4. Серии образцов и их нагружение.

2.4.1. Образцы первой серии.

2.4.2. Образцы второй серии.

2.4.3. Образцы третьей серии.

ГЛАВА III. РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ.ИССЛЕДОВАНИЙ

ОПЫТНЫХ ОБРАЗЦОВ И ИХ АНАЛИЗ.

3.1. Образование трещин.

3.1.1. Центральное растяжение.

3.1.2. Одностороннее внецентреное растяжение.

3.1.3. Знакопеременное внецентренное растяжение.

3.1.4. Расстояния между трещинами.

3.2. Работа растянутого бетона на участке с трещинами.

3.3. Ширина раскрытия трещин при центральном рас. тяжении.

3.4. Ширина раскрытия трещин при одностороннем и. знакопеременном внецентренном растяжении. ^б

3.4,1. Одностороннее нагружение.

3.4.£. Знакопеременное нагружение. Ю

3.4.3. Статистическая обработка опытных значений ширины раскрытия трещин.

3.5. Ширина раскрытия трещин при. малоциклрвом и. длительном нагружении.

3.6. Закрытие, трещин, в опытных образцах.

ВЫВОДУ.

ГЛАВА 1У. ИССЛЕДОВАНИЕ КОЛЬЦЕВЫХ, ЦРЕДШМЭДННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ СТЕН СИЛОСОВ.

4.1. Конструктивные решения кольцевых элементов.

4.2. Определение усилий и перемещений в сечениях кольцевых элементов с учетом переменной жесткости.

4.3. Изготовление опытных элементов и методика экспериментальных, исследований.

4.4. Анализ результатов исследований.

4.4.1, Прочность и деформативность стыковых сопряжений. •

4.4.2. Радиальные перемещения колец.

4.4.3. Образование трещин.

4.4.4. Ширина раскрытия и закрытие трещин.

ВЫВОДЫ.

ГЛАВА У. ПРЕДЛОЖЕНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ СТЕН СБОРНЫХ

ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ СИЛОСОВ И ОПЫТ ВНЕДРЕНИЯ.

5.1. Предложения по проектированию стен сборных цилиндрических силосов.

5.2, Опыт внедрения преднапряженных сборных цилиндрических силосов.

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Трещиностойкость преднапряженных элементов стен сборных цилиндрических зерновых силосов»

Для внецентренно-раотянутых алементов где &OU - эксцентриситет усилия обжатия Л4 относительно оси, проходящей через центр тяжести приведенного сечения; fy - ядровое расстояние, определяемое для внецентреннораотянутых элементов по формулам (128) и (129) С Н Ш II-2I-75 в зависимости от удовлетворения условия (127).В процессе нагружения железобетонных элементов трещины образуются постепенно, а не хрупко / S^ /. Одновременно имеются - 20 " наружнн© трещины и внутренние, образование которых начинается от арматуры / 6Z 89 /• Ъ преднапряженных центрально растянутых алементах интервал напряжений в арматуре, на протяжении которого происходит процесс образования трещин, зависит от коэффициента армирования, величины обжатия бетона и наличия поперечного армирования / 67 /.В центрально-растянутых преднапряженных элементах при появлении первой трещины нарушается центрировка, что приводит в дальнейшем к неодновременному образованию трещин на всех гранях элемента / 80 / .В работе / 6f / приводятся результаты испытаний железобетонных предварительно-напряженных образцов, имитирующих элементы стен цилиндрических силосов, на центральное растяжение.Опытные величины усилий образования трещин были значительно ниже расчетных (на 9-31^) • Предполагалось, что образование микротрещин сошало с появлением видимых трещин* Делается вывод, что в элементах стен цилиндрических силосов с нахфяжениями обжатия бетона 0,3-0,4 Rnp усилия образования трещин при центральном и внецентренном растяжении отличаются незначительно.Для внецентренно-растянутых элементов при в <^ o,8ho величина плеча Zf принимается равной Z - растоянию между центрами тяжести арматуры А и 4 ' , При этом сечения железобетонных предварительно-напряженных элементов считаются полностью растянутыми.По данным многих работ /2^ ib, /7 19,2i,2^,s6,52,66,8о, 88/ на " 22 величину раскрытия трещин в железобетонных элементах влияют растянутый бетон на участке с трещинами, сжатая зона бетона, ве личина защитного слоя, депланация сечений, диаметр и вид арматуры.Работа растянутого бетона на участках с трещинами учитывается в СНиП П-21-75 только при расчете деформаций железобетонных конструкций. В предыдущем СНнН П-В.1-62* коэффициент ^а, учитывающий работу растянутого бетона на участках между трещинами, входил непосредственно в формулу для расчета средних значений ширины расврытия трещин, предложенную В.И.Ь^ашевым / 62 / Qr = ^^о--^-£г (16) Г.А.Моподчвнко / S9 / отмечает, что в центрально-растянутых предвщ>ительно-напряженных железобетонных алементах деформации растянутого бетона существенно влияют на ширину рас!фытия трещин в начальной стадии нагружения. Неучет этого фактора может привести к ошибке в оценке Or в 2-3 раза.По мнению ДД.Лемыша / S2,S5 / формула (138) СНШ П-21-75 существенно завышает ширину раскрытия трещин в изгибаемых слабоарм1фованных элементах в стадии трешинообразования. Согласно формулам СНиП П-21-75 в момент образования трещин щ>оисходит их мгновенный рост. Наличие скачка обусловлено тем, что при М< Мт учитывается работа растянутого бетона, а при М^ Мт - не учитывается. По опытным данным /2,8,59,6// выключение растянутого бетона из работы сечения происходит постепенно. Растянутый б е тон разгружает растянутую Щ)матуру дри моментах, меньших Мт , что следует учитывать в расчетах ширины раскрытия трещин.Для изгибаемых элементов с / / ^ /%, предлагается оцределять напряжения в растянутой арматуре по формуле: - 23 ва = ^S^' (f.7) где: Ms - момент усилия в растянутом бетоне над трещиной относительно центра тяжести сжатоЁ зовы.Степень участия растянутого бетона в сечении с трещиной определяется отношением -Ц- • Зависимость - ^ ощредеяена по М М опытным данным: IdL - 0.85Rp'Ws.T Mo- М Мт г. gN А / . - момент, цри котором растянутый бетон выключается из работы.Ряд исследователей предлагает различать раскрытие трещин на поверхности бетона и на уровне арматуры / зб, 6 7, so, 86 / .На ширину раскрытия трещин на поверхности бетона оказывают влияние диаметр арматурных стержней, толщина защитного слоя и хсфактер действующей нахруэки. При раскрытии торцевые поверхности трещин искривляются, депланируют. Депланация сечений заключается 25 в том, что волокна бетона, прилегающие к арматуре, удлиняются на большую величину, чем наружные. Наличие внутренних трещин также увеличивает денланацию сечений с наружными трещинами. Эти явления изучались, в основном, на образцах, армированных стержнями большого диаметра / 36 / . В железобетонных элементах, диаметр арматурн которых не превышает 14 мм, дешганация сечений црактическж не влияет на ширину раскрытия трещин при условии, что защитный слой бетона не превышает 30 им / 67^ S6 /, В СНШ П-21-75 расстояние между трещинами не учитывается при расчете ширины их раскрытия. В СНиП П-В .1-62* значение / г входило в формулу для определения Ш1фины раскрытия трещин. В экспериментальных исследованиях сравнение опытных и расчетных величин расстояний между трещинами может служить критерием для оценки подхода к изучению ширишь рао1фытия трещин.Расстояния между трещинами при различных видах напряженнодеформированного состояния и х^актеристиках сечений железобетонных элементов изучались в ряде исследований / 7, 2S, 3^,62, 67, so /.В работах / 20,50 / предлагается оцределять величину расстояний между трещинами по формуле: Ст ^ K'ri'20(z,S'i00ju)fcr, (iJO) Формула выведена путем сопоставления вьфажений для определения ширины раскрытия трещин в СНШ П-21-75 и СНиП П-В.1-62*.Величины, входящие в формулу 0.# те же, что и в формуле (138) СНШ П-21-75.В изгибаемых преднапрязкенных балках и плитах, армщ)ованиых высокопрочной хфоволочной арматурой класса Вр-41 трещины закрывались при напряжениях в бетоне на уровне арматуры, равных 0-1,0 Mlla, в том случае, если арматура при нагружении не получила необратимых деформаций и максимальное раскрытие трещин не превышало 0,1-0,15 мм / /^ /.В работе I ^S I была предложена логарифмическая зависимость прочностных характеристик бетона и арматуры от количества циклов нагрузки для расчета на малоцикловую выносливость стен силосов.В научно-техническом отчете / fo^ / приведены результаты работ по изучению влияния немногократно-повторной нагрузки на расчетные характеристики железобетонных злементов. В основном, уделялось внимание малоцикловой усталости бетона при сжатии.Испытания проводились на бетонных образцах размерами 15x15x40 см. Целью испытаний являлось определение гредела стабилизации деформаций бетона. Каждый образец нагрзркался в количестве 20 циклов. Разрушение бетона при малоцикловом нахружении объясняется появлением микротрещин по цементному камню.Влияние повторных нагрузок на растянутую зону бетона изучалось на бетонных образцах-восьмерках с размерами рабочего се .^ 29 чения 6x10 см и длиной 40 см / W2 /. Образцы подвергались внецентренному рашжению так, чтобы эпюра деформаций имела треугольную форму по всей высоте сечения* Предложена методика измерений деформаций бетона по высоте сечения опытного образца с помощью специальных забетонированных алюминиевых элементов» Практических рекомендаций по учету повторных HaipyaoK в работе нет.В работе / /dJS / отмечается, что при многократно-повторных нахружениях изгибаемых железобетонных элементов даже при небольшом количестве циклов в сжатой зоне бетона проявляются неупругие деформации (виброползучесть).Однако, авторы работы f S8 /, в которой изучалась выносливость ненахфяженных изгибаемых элементов при $ е; 0,25 и /г в 2»10% считают, что эпюру напряжений в бетоне сжатой зоны даже при нагрузках, близких к пределу выносливости можно принимать треугольной. Разные результаты, полученные в работах / SS, /03 / связаны с тем, что опытные образцы отличались по геометрическим параметрам и величинам обжатия бетона.При этом бетонные блоки "скользят** по арматуре, и ширина раскрытия отдельных трещин может уменьшаться и увеличиваться в процессе малоциклового нагружения, В этом случае уместно рассматривать среднее значение ширины раскрытия трещин, которое зависит только от напряжения в растянутой арматуре* В стабилизированном с о с тоянии среднее значение ширины раскрытия трещин при повторных нагружениях в 1 ,2 раза превышает эту величину в первом нагружевии* Приводится формула для расчета Ш1фины трещин в центральнорастянутых алементах при повторных нагреваниях. где: ^г - ширина расврытия трещин в первом нагружении; Or - остаточная ширина раскрытия трещин.Анализяуруя результаты проведенных исследований мокно выделить три основные причины увеличения ширины раскрытия трещин при вяалоцикловом нагружении железобетонных элементов: - проявление неупругих деформаций в бетоне сжатой зоны вследствие виброполззгчести при повторных нагружениях. При этом происходит смещение центра тяжести эпюры напряжений в бетоне сжатой зоны и уменьшение плеча внутренней пары, что увеличивает напряжения в растянутой арматуре; - нарушение сцепления арматуры с бетоном на участках, прилегающих к трещине. При этом происходит сдвиг бетона относительно арматуры к центру бетонного блока; - разрушение бетона по краям трещины.Работ по изучению влияния малоциклового нагружения на трещиностойкость внецентренно-растянутых с эксцентриситетами е < 0,8ho железобетонных элементов не проводилось.Известно, что трещины в сжатой зоне бетона отрицательно влияют на трещиностойкость и деформативность железобетонных конструкций. Это обстоятельство учитывается СНШ П-21-75. Если в сжатой при эксплуатационных нагрузках зоне бетона образукт» трещины (на стадии изготовления, транспортирования или монтажа), то следует учитывать снижение трещиностойкости растянутой зоны элементов и увеличение их кривизны. Момент образования трешин при этом снижается на лМг - 0Мт. Коэффициент О определяется по формуле пункта 4.6 СЯМ1 П-21-75, разработанной для расчета внецентренно-обжатнх изгибаемых злементов.В работе / ^3 / отмечалось, что перемена знака нагружения не влияет на величину прогибов обеих сторон конструкции. Очевидно, результаты по прогибам, полученные в работе / ^'^ / о.ъкзаны с разными уровнями нагружений и характером нагрузки (пульсирующей и статической), В работе / ^5 / констатировалось нарушение сцепления арматуры с бетоном при знакопеременной нагрузке, что приводило к увеличению раскрытия трещин* При закрытии трещин обжатия под действием внешней нагрузки важной особенностью является работа сечения неполной высоты [эъ, 9^, QS /• При этом в растянутой зоне происходит более быстрое снятие напряжений обжатия, чем при сплошном сечении* Играет роль и снижение сопротивления растянутого сечения из-за большого предварительного сжатия растянутой зоны при трещинах обжатия.Приведенный обзор теоретических и экспериментальных работ показал, что: !• Работ по изучению вжияния маяоциклового нагружения на трещиностойкость внецентренно-растянутых с e^o,s/?o железобетонных элементов не проводциось; 2. Влияние знакопеременного нагружения на трещиностойкость железобетонных конструкций исследовалось только для изгибаемых элементов, В основном изучались трещины обжатия в сжатой зоне, образующиеся при изготовлении конструкций, 1.4. Основные задачи экспериментальных исследований Проведенные ранее экспериментальные и теоретические исследования позволили установить, что стены цилиндрических сипосов подвергаются малоцикловому знакопеременному внецентренному растяжению с эксцентриситетами е ^ 0,ВПо . Особенности нагрузки оказывают влияние на трещиностойкость конструкций стен силосов.С распространением сборных преднапряженных цилиндрических силосов, стены которых представляют собой тонкостенные оболочки, армированные высокопрочной арматурой, вопросы оценки трещиностойкости таких конструкций приобретают важное значение. Современные нормы расчета железобетонных конструкций по трещиностойкости основаны на анализе результатов экспериментальных исследований в основном изгибаемых, внецентренно-сжатнх и внецентреннорастянутых с эксцентриситетами е ^ 0,8ho элементов. Расчет по второй группе предельных состояний тонкостенных внецентреннорастянутых с эксцентриситетами е << o,8ho сечений, имеющих процент армирования порядка 1^„ приводит к значительному увеличению сечения преднапряженной арматуры, Влияние малоциклового и знакопеременного характера нагрузки на трещиностойкость внецентренно-растянутых с е <o,8ho железобетонных элементов не изучалось и нормами не учитывается. - 35 -^ В связи с внедрением в строительстве сборных преднацряжен» ных цилиндрических силосов, изучение трещиностойкости их стен с учетом особенностей конструктивных решений и действующей нагрузки является актуальным вопросом.Основными задачами исаледований, приведенных в данной диссертационной работе явились: - экспериментальное исследование моментов образования трещин, ширины их раскрытия и условий закрытия во внецентренно-растянутнх с эксцентриситетами е-=:^^Д, железобетонных элементах при действии кратковременного, малоциклового и знакопеременного нагружения; - экспериментальное исследование прочности, деформативности и трепщностойкости преднапряженных кольцевых элементов стен цилиндрических силосов диаметром 6 м при действии неравномерного осесимметричного нагружения.Выполнение задач исследований разделялось на ряд частей, каждой из которых посвящен определенный раздел данной работы.Методика экспериментальных исследований трещиностойкости внецентренно-растянутых с е < 0,8ho элементов приведена во второй главе. Описывается конструкция опытных образцов, их изготовление, характеристики материалов, оборудование и приборы, используемые в процессе испт^таний, уровни и порядок загружений.Третья глава посвящена анализу результатов испытаний внецентренно-растянутых с е <о,9Ьо железобетонных образцов, имитирующих фрагменты стен цилиндрических силосов диаметром 6 м.Выполнена статистическая обработка величин ширины раскрытия трещин при кратковременных одностороннем и знакопеременном нахружениях. Приводятся рекомендации по расчету момента образования трещин, ширины их раскрытия и условиям закрытия при одностороннем, знакопеременном и малоцикяовом нагружениях.В четвертой главе приводятся результаты исследований прочности, дефорвлативности и трещиностойкости цреднапряженных кольцевых алементов стен цилиндрических сияосов. Описываются различные конструктивные решения кольцевых алементов, их изготовление и методика испытаний. Даны рекомендации по оцределению усилий и радиальных перемещений в тонкостенных кольцах с учетом переменной жесткости их сечений. Проведено сопоставление опытных значений ширины раскрытия трещин, и расчетных, полученных по СНиП II-2I-75 и с учетом рекомендаций, приведенных в главе Ш. На основании цроведенн11х исследований в пятой главе даются предложения по оценке прочности, трещиностойкости и деформативности цреднапряженных кольцевых алементов стен сборных цилиндрических силосов* Изменение условий закрытия трещин в расчетах стен цреднапряженных цилиндрических оилосов позволяет, не снижая надежности конструкций, уменьшить сечение напрягаемой арматуры на 25-30^. Результаты технико-экономического расчета, которые приводятся в этой же главе, дают оценку экономического аффекта от применения предложенных рекомендаций при проектировании и внедрении в строительстве новых конструктивных решений стен скпосов.В заключительной части даны выводы, в которых нашли отражение основные результаты из каждой части работы, " 3 7 -* Глава П. МЕТОДИКА ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИСШ11Д0ВАНЙЙ ОПЫТНЫХ ОБРАЗЦОВ 2 . 1 . Конструкция опытных образцов Работа внецентренно-растянутых преднапряженных элементов зависит от большого числа различных факторов: формы и размеров сечения, марки бетона, класса напрягаемой арматуры, ее расположения по сечению элемента, величины преднапряжения, эксцентриситета растягивающей силы.При разработке конструкции опытных образцов были приняты з а основу характеристики реальных конструкций стен цилиндрических СШ10С0В, которые приведены в главе I .Исследования проводились на образцах длиной 182 см и с е ч е нием 100x140 мм, имеющих на концах уширения размерами 200х100х х350 мм и рабочую часть длиной 112 см ( р и с . 2 . 1 ) .Растягивающая назтрузка на образец передавалась через металлические цилиндры, забетонированные в уширения.Отдельные образцы испытывались: а) на внецентренное растяжение с начальным проектным эксцентриситетом 3,5 см; б) на центральное растяжение; в) на знакопеременное внецентренное растяжение с хгроектным эксцентриситетом + 3,5 см.В зависимости от проектного эксцентриситета прилагаемой нагрузки ось цилиндра совмещалась с осью образца или отстояла от геометрической оси сечения образца на расстоянии, равном заданному начальному эксцентриситету растягивающего усилия. В образцах для знакопеременного нагружения в каждом уширении устанавливались два металлических цилиндра, по одному с каждой сто- 38 4/ С) \ арпо/пуриь/е сет/<и ^) / \ / 2 ф/ОЛт-^2 заклоднь/е LfUJJUf^dpi}/ Рис. 2. i Конструкция опытных оВроъцоЬ, а - 5л я Ьнец£нтрениого одностороннего растяжения', 5*— для центрального растя>н«ния; 6— для знакопеременного растяжения. " 39 -ронн от геометрической оси сечения (рис.2.1а,б.в). Для надежноЁ анкеровки напрягаемой арматзфы и закладных меташхическюс цилиндров рщрения арввировались конструктивно поперечными сетками из проволоки диаметром 5 мм класса В-Х с шагом 50 мм (рис.2.Х)« Во всех образцах принималось симметричное продольное армирование. С каждой стороны сечения устанавливались но одному стержню, диаметром 10 мм из стали класса Ат-У1. При этом процент армирования сечения образцов составлял Х,053^.Изготавливались как ненацрякенные, так и предварительнонапряженные образцы с напряжением обжатия бетона, равным 3,54-4,0 Ша« Величина предварительного натяжения арматуры принималась порядка 0,6 /Се . Проектная марка бетона образцов М 300. Бетон имел следующий состав на объем I м^: цемент марки 400 - 350 кГ; песок - 750 кГ; щебень (гранитный, фракция 5-10мм) - ИЗО кГ; вода - 1^0 л .Характеристики арматурной стали класса Ат-У1 приведены в таблице 2.Х и на рисунке 2 .2 .2.2. 1йготовление образцов Опытные образцы изготавливались в металлической опалубке (рис.2.3). Натяжение арматуры преднапряженных образцов осуществлялось на стецце домкратом ДС-25 по 3-5 образцов в одной линии.Всего было проведено три бетонирования.Контроль величины предварительного напряжения арматуры проводился по деформациям стерзгаей, измеряемым с помощью тензоре" 40 Таблица a. / .Потери предварительного напряжения за время бетонирования и до обжатия бетона определялись по разности деформаций арматуры, расположенной вне бетона, до бетонирования и после отпуска натяжения.Вторые потери предварительного напряжения от усадки и ползучести бетона после отпуска натяжения оценивались по деформациям бетона на зтранях образцов, измеренным переносной мессурой на базе 37 см и тензорезисторами, установленными на бетоне до отпуска натяжения (рис.2.56).Расчетные величины потерь предварительного напряжения были получены по рекомендациям GIMI П-21-75.Деформации упругого обжатия бетона образцов в момент передачи предварительного напряжения, а также деформации от усадки и ползучести бетона показаны на рис.2.4.Рычажная машина имела отношение плечей рщчага 1:6. Это позволило нагружать образцы, прикладывая сравнительно небольшое усилие к грузовой станции. Образцы можно было нагружать с помощью домкрата или упорного винта. Последнее давало возможность надежно фиксировать нагрузку во время записи показаний приборов.Испытания опытных образцов на малоцикловое нагружение про 48 49 л l i 20. L Sj^.io - M3S ^300 о ^ § Q *4 ^ /00 6) 6} • пряпой ход оПратныйход среднее JHO(/.О 500 1000 N.KH Рис. 2.7. Стбря(не5ой дииа мометр для контроля ростр г ибо тощего t^cu/iusL a) ОВщии Вид; b) Соединение Ьертикольных mQH50p6fucmopob; Ь) Соединение горцлонтольних тензорезистороб;. г) fpaqouK mapupobfcu оинамометро. - 50 водились с помощью насосной станции и поршневого домкрата ДГ-5.2.3*2. Измерительная аппаратура и приборы В процессе испытаний измерялись прогибы образцов, деформации бетона по осям четырех граней, деформации арматуры в сечениях с трещинами и ширина раскрытия и закрытие трещин на всех этапах натружения.Прогибы образцов определялись по показателям щрогибомеров Максимова с ценой деления 0,1 мм, связанных со срединой и с опорными сечениями.Деформации бетона измерялись тензорезисторами с базой 100 мм, наклеенными на бетон образцов, а также переносной мессурой с базой 37 см. Для измерения деформаций бетона мессурой на образцы наклеивались металлические репера на расстоянии 37 см друг от друга - по три репера на каждой грани образца, Момент образования трещин в бетоне определялся по показаниям тензорезисторов, наклеенных на образцы вдоль растянутых граней цепочками. Каждая цепочка состояла из II тензорезисторов.В момент образования трещин прирост деформаций бетона, регистрируемый тензорезистсром, через который проходит образовавшаяся трещина, резко увеличивается. Прирост деформаций бетона, который показывают тензорезисторы, расположенные рядом с трещиной, незначителен и даже может иметь отрицательное значение. На образцы, испытываемые на центральное растяжение, цепочки тензорезисторов наклеивались по воем четырем граням.Дня измерения деформаций растянутой арматуры тензорезисторы наклеивались на стержни до бетошфования образцов, или же в процессе испытаний; в местах образования трещин в бетоне хгробивались пазы, в которые на зачищен ные арматурные стержни наклеивались 51 тензорезисторы с базой 20 мм.Ширина раскрытия и закрытия трещин фикс1фова1ись ми1фоскопом ШБ-2 и переносным индикатором со специальным приспособлением по методу В.А.Таршиша / SO / .Микроскоп в данных испытаниях использовать не всегда удобно, т.к. поверхность образцов невелика, и его установке часто мешают другие приборы. Второй способ заключается в том, что перед установкой образца в захваты машины на зачищенный бетон эпоксидной смолой наклеиваются металлические репера, которые располагаются цепочками с шагом 20 мм по растянутой грани образца и на боковой поверхности на уровне растянутой арматуры. Перед нагружением по всем реперам снимаются показания индикатора. Разницу мезкду нулевым отсчетом и показаниями на каждом этапе нагружения можно црактически считать шириной раскрытия трещин, т.к. деформации самого бетона на базе 20 мм сравнительно малы. Точность измерения Ш1фины раскрытия трещин этим способом соответствует точности индикатора, которым производят замеры, и равна цене одного .деления 0,01 мм.На образцы, которые подвергались знакоперемепному нагружению, наклеивались четыре цепочки реперов. Схема установки приборов на опытных образцах приведена на рис.2.8.В период испытаний опытных образцов для определения модуля упругости бетона и его призменной прочности испытывались цризмы размерами 10x10x40 см. Расчетная величина сопротивления бетона осевому растяжению оцределялась при испытании на изгиб бетонных балочек размерами 10x10x40 см. Установлено, что Rp^ полученное при испытании балочек, незначительно отличается от нормативного значения /? / , приведенного в СШзП П-В.1-6^. Поэтощцри оценке трещиностойкости опытных образцов величина Яр при-. 52 " J[ ^pQf/6 ii zpatfb !L'гроиь £ zpoffb / / / /IpozuSoMipif ^Penepo с базой 20 ми Тец5ор9зис/поры Puntpct с дозой 57си Рис 2. 3, нималась равной /?/> по СНШ П-В.Х-бг'^ в зависимости от фактической марки бетона, полученной щ)и исннтании кубов размерами 10x10x10 см, В таблице 2.3 приведены значения Яр , полученные по СНШ П-В*1-62* и по результатам испытаний балочек.2.3.3* Установка опытных образцов в захваты рычажной машины.Для исключения возможных дополнительных моментов, возникающих в тягах рычажной машины, была обеспечена шаршфная передача усилий на опытные образцы* С этой целью в захватах рычажной машины размещались специальные детали, имеющие цилиндрические вырезы диаметром, равным диаметру закладных цилиндров опытных образцов.Перед началом испытаний образец устанавливался в рабочее положение. Начальный эксцентриситет растягивающего усилия проверялся по соотношению деформаций бетона граней образцов. Центрирование производилось в упругой стадии работы бетона при нагрузках, не превышающих 0,5 Л/г • При центральном растяжении образца деформации бетона всех четырех граней должны быть равны.Расчетные соотношения деформаций растянутой и сжатой граней образца при внецентренном растяжении бшги определены как для упругого тела в зависимости от значения эксцентриситета растягивающего усилия (рис.2.9).Для центровки образца захваты установки можно перемещать относительно оси приложения силы в двух: взаимно перпендикулярных направлениях. Однако, как показали соотношения деформаций бетона растянутой и сжатой граней образцов, абсапготно точно установить требуемый эксцентриситет практически невозможно. При испытаниях отдельных образцов начальный эксцентриситет растягивающего усилия изменялся в пределах от 3,1 см до 4,1 см. При этом макQoCM еТ- 3,ScM • Диапазон изилнеиай Bkc^ef^mpucume' S опытиых oSpo3t4ux. Pud. 2,9. За&исимость деформации Зотова //о грОА/йх одразцоб о/п 9мсцентр1/С£/п7йто ростйеибающей силы.Все опытные образцы разделялись на три основные серии: I серия - одностороннее внецентренное растяжение.П - серия - знакопеременное внецентренное растяжение, Ш серия - центральное растяжение.В пределах одной серии к образцам прикладывалось растягивающее усилие разного уровня и характера - кратковременное, длительно действующее и малоцикловое, Маркировка образца производилась следующими знаками: ВР - внецентренно-растянутый; Н - напряженный (отсутствие этой буквы в маркировке указывает на то, что образец - ненапряженный); Д - длительное загружение; Ц - центральное растяжение образца.Во всех трех сериях принималось 3 основных уровня загружения образцов. Для напряженных образцов 1-ый уровень соответствовал нагрузке образования трещин Мт, 2-ой уровень принимался равным 1,3 Мт, при котором Оа составляло порядка 200 Ша и От = 0,1-0,15 мм, а З^ий уровень - 1,5 Мт, при котором бо = 300 МПа и Лг = 0,2 мм.Для ненапряженных образцов, так же как и для преднапряженных, 1-ый уровень нагрузки соответствовал Мт , а 2-ой и 3-ий уровни - 1,5 Мг ( От - 0,2 мм) ж 2 Мт i Qr = 0^3 - 56 Уровни нагружения образцов всех трех серий и их количество приведены в таблице П. 5* В зависимости от начального эксцентриситета при испытаниях проводилась корректировка уровней нагружений с таким расчетом, чтобы нацряжения в арматуре и ширина раскрытия трещин соответствовали заданным величинам.Начальные эксцентриситеты, а также характеристики напрягаемой арматуры и бетона ко времени испытаний образцов указаны в таблице П,^. ZA.1» Образцы первой серии Первую серию составили восемь образцов, в том числе шесть преднапряженных и два без предварительного напряжения.Образцы HBP-I-I и HBP-I-2 испытывались на кратковременное и мапоцикповое нахружение. Вначале они подвергались односторонне!У^ внецентренному растяжению до усилий, при которых появлялись трещины. Затем проводилось несколько кратковременных нагружений до нагрузки трещинообразования, во время которых ширина раскрытия трещин и деформации образца стабилизировались.Следующим этапом было малоцикловое загружение в количестве 1500 циклов до этого же уровня нагрузки. Затем нагрузка поднималась до следующего уровня, на котором осуществлялось несколько кратковременных нахружений, а потом образец опять подвергался малоцикловому загружению при нагрузке этого уровня.Ненапряженные образцы БР-1-3 и BP-I-4 испытывались по аналогичной схеме. При этом величина внешнего усилия принималась таким образом, чтобы прирост нацряжений в арматуре соответствовал этой же величине в преднапряженных образцах.Образец BP-I-3 испытывался кратковременной нагрузкой, а образец BP-I-4 был подвергнут также мапоцикловому нагружению при 57 1Ъ8лицо Ж5.Длительному действию растягивающего усилия подвергались два преднацряженннх образца ШРД-1-5 и НВРД-1-6, Зти образцы нагружались по одинаковой схеме. Сначала назтрузка доводилась до момента образования орещин и выдерживалась на этом уровне до стабилизации ширины раскрытия трещин и деформаций. Затем она увеличивалась этапами по 5,0 УЕ, цричем на каждом этапе выдерживалась несколько дней» пока трещины и деформации переставали увеличиваться. В итоге растягивающее усилие доводилось до уровня, при котором по расчету напряжения в растянутом арматурном стержне достигали условного предела текучести (5е,2 • Два последних образца первой серии БВР-1-7 и HBP-I-8 вначале испытывапись так же, как и образцы HBP-I-I и HBP-I-2. Однако, мапоцикловое нагружение осуществлялось в количестве 50 циклов, т.к. результаты испытаний первых образцов показали, что основной рост деформаций и величины трещин цроисходит во время первых 10-20-ти нагружений.После одностороннего малоциклового нагружения эти образцы испытывались на знакшеременное внецентренное растяжение таким порядком, как это делалось с образцами второй серии.2 .4 .2 . Образцы второй серии Образцы второй серии НВР-П-1, НВР-П-2 и ЕР-П-3 нагружались 1фатковременной нагрузкой 1,5-1,8 Мт до стабилизации деформаций.Затем нагружением того же уровня были получены трещины на противоположной грани образцов, после чего производилось нагружение кратковременной и малоцикловой нагрузкой с первоначальным эксцентриситетом.Образцы HBP-I-7 и 1ШР-1-8 подвергались более интенсивному ^ 59 ^ назтружению. Со стороны I грани прикладывалась кратковременная и малоцикловая нагрузка уровней 1,75-2,0 Мт. Далее нагружение осуществлялось до 2,65-3,0 Мт, цри которых в растянутой арматуре по расчету должны были проявиться неупругие деформации. После образования трещин на противоположной Ш грани нагрузкой 1,85-2,0 Мт и малоциклового нагружения до этого уровня, вновь нагрузка прикладывалась со стороны первой грани, В образце HBP-I-7 было произведено одно кратковременное нагружение со стороны грани I , а образец HBP-I-8 подвергся малоцикловому нагружению с первоначальной стороны.2 .4 .3 . Образцы третьей серии Эта серия состояла из трех образцов, два из которых НЦР-Ш-1 и ЩР-Ш-2 подвергались центральному растяжению, а третий, НВР-Ш-3 испытывался с небольшим, по сравнению с образцами первых двух се рий, начальным эксцентриситетом в = 1,95 см.Все три образца сначала нагружались до усилия трещвнообразования, а затем проводилось несколько кратковременных нагружений до более высоких уровней растягивающего усилия, при котором происходила стабилизация деформаций образцов. - 60

Заключение диссертации по теме «Строительные конструкции, здания и сооружения», Вершинина, Наталия Игоревна

Выв оды

1. Анализ конструкций стен сборных цилиндрических силосов показал, что наиболее перспективными являются решения, в которых сборные кольца состоят из 3-х криволинейных предварительнонапряженных элементов, изготавливаемых методом непрерывного армирования. По сравнению с аналогичными конструкциями, состоящими из 4-х криволинейных элементов, наряду с обеспечением геометрической неизменяемости конструкции уменьшается расход стали на 1Ъ% и количество монтажных единиц на 33$.

2. Расчетами колец постоянного сечения и сборных трехэлементных со сварными стыками, жесткость которых существенно меньше жесткости основного сечения, на неравномерную осесимметричную нагрузку выявлено, что при определении усилий и радиальных перемещений следует учитывать соотношение жесткостных характеристик сечений. Сравнение опытных и расчетных радиальных перемещений подтвердило, что сварной стык данной конструкции следует условно рассматривать, как шарнирный.

3. Натурные сборные кольца стен силосов с болтовыми и сварными стыками имеют достаточную прочность и трещиностойкость на стадиях их изготовления и при испытаниях на расчетные нагрузки. При расчете несущей способности болтовых сопряжений необходимо проверять прочность концевых железобетонных сечений криволинейных элементов. Прочность сварных соединений определяется из цредположения достижения напряжений в анкерующих стержнях и соединительных элементах предела текучести.

4. Момент образования трещин в сечениях цреднацряженных кольцевых элементов стен силосов может быть с достаточной точностью определен по способу ядровых моментов, рекомендованному СНиП П-21-75. В кольцах с болтовыми сопряжениями вышеуказанной конструкции при определении момента образования трещин в сечениях криволинейных элементов не следует учитывать изгибающий момент, вызываемый внецентренным расположением болтов, так как он действует лишь на небольших участках криволинейных элементов, расположенных вблизи стыков.

5. Расчет криволинейных преднапряженных элементов по закрытию трещин, нормальных к продольной оси, рекомендуется выполнять из условия, чтобы сжимающие напряжения в бетоне растянутой внешними усилиями грани были не менее 0,5 Ша. Для рассматриваемых конструкций это позволит сэкономить 25-30$ преднацряженной канатной арматуры.

6. Ширину раскрытия нормальных трещин в сечениях внецент-ренно-растянутых цреднацряженных конструкций стен цилиндрических силосов следует определять по формулам СНиП П-21-75 с учетом рекомендаций, изложенных в главе Ш.

7. Проведенные исследования позволили рекомендовать конетрук ции кольцевых элементов с четырех и орех элементной разрезкой для строительства силосных корпусов с цилиндрическими силосами диаметром 6 м.

Глава У. ПРВДЯОЖЕНИЯ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ СТЕН СБОРНЫХ ЦИЖИНДРИЧЕСЕИХ СИЛОСОВ И ОПЫТ ВНЕДРЕНИЯ

5.1. Предложения по проектированию стен сборных цилиндрических силосов

Анализ результатов испытаний внецентренно-растянутых элементов и натурных преднацряженных кольцевых элементов стен силос ов позволил составить следующие предложения по проектированию:

1. Прочность кольцевых элементов следует оценивать по прочности сечений железобетонных 1фиволинейных элементов и стыковых сопряжений. При этом стыковое сопряжение условно считается шарнирным и рассчитывается на центральное растяжение.

Проверка прочности сварных стыковых сопряжений должна производиться для сечений соединительных пластин и анкерующих стержней. Также необходимо проверять прочность железобетонных концевых участков криволинейных элементов в соответствии со схемой, приведенной в разделе 4.4 главы 1У (рис.4.9).

2. При расчете щэещиностонкости 1фив ал шейных предварительно-напряженных элементов стен силосов следует учитывать характер нагрузки от сыпучего материала. При этом в зависимости от объемно-планировочного решения в стенах силосов возможно одностороннее или знакопеременное внецентренное растяжение.

3. Момент образования нормальных трещин в сечениях стен преднапряженных цилиндрических силосов цри одностороннем внецентренном растяжении следует определять по формуле (120) СНиН П-21-75.

Знакопеременное нагружение снижает момент образования трещин на величину Д Мг = ОМт . где М - момент от действия постоянной, длительно-действуто-щей и кратковременной нагрузок относительно оси, параллельной нулевой линии и проходящей через ядровую точку, наиболее удаленную от растянутой зоны, трещинообразование которой проверяется; А/г - момент образования трещин по формуле (120) СНиП П-21-75.

4. Ширину рас1фытия нормальных трещин в стенах сборных цреднапряженных цилиндрических силосов при внецентренном растяжении с е ^ 0,8Ьо следует рассчитывать по формуле (138) СНиП П-21-75.

При одностороннем нагружении коэффициент Кг учитывающий характер нагружения определяется по формуле:

К = 0,85 ( 4.8- о,00к(Эа), где (эа - напряжение в растянутой арматуре, определяемое по формуле (142) СНиП П-21-75 и выраженное в МПа.

Знакопеременное нагружение приводит к увеличению ширины рас-1фытия трещин. В этом случае коэффициент К принимается равным 1,2.

5. Расчет сечений стен сборных цилиндрических силосов по закрытию трещин должен выполняться при условии, чтобы сжимающие напряжения в бетоне растягиваемой внешней нагрузкой грани были не менее 0,5 Ша.

6. В кольцах со сварными и односторонними болтовыми стыками величины внутренних усилий до образования трещин, а также радиальных перемещений, следует определять, принимая соединения между криволинейными элементами шарнирными, по методике, приведенной в п.4.2 главы 17.

5.2. Опыт внедрения преднапряженных сборных цилиндрических силос ов.

Рост производства зерна в нашей стране требует увеличения

О ч-ч о элеваторной емкости для его хранения. В одиннадцатой пятилетке запланировано строительство силосных корпусов общей емкостью свыше 20 млн. тонн.

Элеваторные сооружения возводятся в основном из сборного и монолитного железобетона. Широкое распространение получили конструкции силосных корпусов со стенами из элементов полной заводской готовности. Более 90% силосных сооружений предприятий по переработке и хранению зерна возводится со стенами из объемных элементов размерами в плане 3x3 м, изготавливаемых из ненапряженного железобетона.

С внедрением метода непрерывного армирования железобетонных элементов стало возможным производство предварит ел ьно-нап-ряженных конструкций стен цилиндрических силосов, армированных эффективной канатной арматурой. Метод непрерывного армирования позволил механизировать арматурные работы, со1фатить в 2,5-3 раза затраты на изготовление преднапряженных элементов, а также улучшить их качество /37 /.

В таблице 7.1, составленной на основании расчетов технико-экономической эффективности, выполненных НИЖБом и ЦНИИПромзерно-цроектом / 70, <9/ /, приведены сравнительные показатели силосных корпусов со стенами из монолитного и сборного железобетона. Из таблицы следует, что применение в строительстве сборных преднапряженных конструкций стен цилиндрических силосов уменьшило

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Результаты проведенных исследований позволили сделать следующие основные выводы:

1. Анализ ранее проведенных исследований показал, что стены цилиндрических сипосов подвергаются малоцикловому знакопеременному внецентренному растяжению с е < о,8к*. Характер нагру-жения оказывает влияние на трещиностонкость тонкостенных конструкций силосных сооружений, что не учитывается действующими нормативными документами.

2. Разработана методика экспериментальных исследований трещинос тонкости железобетонных элементов при действии одностороннего кратковременного, знакопеременного и малоциклового внецен-тренного растяжения. Конструкция опытных образцов имитирует фрагменты стен сборных цилиндрических силосов.

3. Проведенные исследования работы железобетонных элементов и анализ их результатов выявили степень влияния особенностей действующей нагрузки и характеристик сечений стен сборных цилиндрических сил особ на их трещинос тойкость.

Установлено, что длительный и малоцикловый характер нагрузки практически не влияет на момент образования и ширину раскрытия трещин цри эксплуатационных уровнях напряжений в арматуре.

Показано, что знакопеременное внецентренное растяжение снижает момент образования трещин, и разработана методика учета этого фактора.

Предложены коэффициенты для введения в формулу (138) СНиП П-21-75 при расчете ширины раскрытия нормальных трещин в сечениях стен сборных преднапряженных цилиндрических силосов на одностороннее и знакопеременное внецентренное растяжение.

Установлено, что при расчете по за1фытию нормальных трещин величину сжимающих напряжении в бетоне растягиваемой внешней нагрузкой грани при внецентренном растяжении следует принимать равной 0,5 Ша.

4. Испытания натурных сборных колец на фактические нагрузки позволили установить характер работы преднапряженных элементов стен силосов и стыковых сопряжений между ними. На основании выполненных исследований составлены предложения по проектированию этих конструкций.

Выявлено, что исследованные преднапряженные кольцевые элементы обладают достаточной прочностью и трещиностойкостью, что позволило рекомендовать их для использования при строительстве цилиндрических силосов диаметром 6 м.

Снижение сжимающих напряжений в бетоне с 1,0 Ша до 0,5 Ша в расчетах криволинейных элементов по за1фытию трещин дало возможность уменьшить количество напрягаемой арматуры на 25$.

5. Результаты проведенных исследований использованы при проектировании и строительстве силосных корпусов в г.Москве на мелькомбинатах № 3 и № 4, на станции Долинская Кировоградской области, в Краснодарском и Ставропольском краях, Ростовской области и других районах страны. Общий экономический эффект от применения исследованных конструкций кольцевых элементов стен силосов диаметром 6 м составил 1460 тысяч рублей.

Предложения по расчету трещиностойкости сечений стен сборных цилиндрических силосов, приведенные в настоящей работе, учтены также при составлении главы СНиП "Предприятия, здания и сооружения по хранению и переработке зерна".

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Вершинина, Наталия Игоревна, 1984 год

1. Альтшулер Б.А., Немировский Я.М. Влияние начальных состояний железобетона на деформации и раскрытие трещин в нем. - Бетон и железобетон, 1973, tè 1.- с.29-31.

2. Аржановский С.И. Исследование деформативности и образования трещин внецентренно-р ас тянутых предварительно-напряженных железобетонных элементов: Автореф. дис. канд.техн.наук. -Ростов-на-Дону, 1974, РИСИ. 20 с.

3. Байков В.Н., Дроздов II.Ф., Трифонов И.А. Железобетонные конструкции. М., 1981/- 767 с.

4. Берг О.Я. Исследование прочности железобетонных конструкций при"воздействии на них многократно-повторяющейся нагрузки: Автореф. дис. д-ра техн.наук. M., 1957, НИИЖБ. - 22 с.

5. Бердичевский Г.И., Иссерс Ф.А., Гринева Е.К. Влияние неточностей очертания сборных железобетонных элементов на трещино-стойкость стен силосов. Бетон и железобетон, 1971,с. 16-18.

6. Бердичевский Г.И., Иссерс Ф.А., Хороший И.С. Исследование работы силосного корпуса элеватора из сборных железобетонных предварительно-напряженных колец. Бетон и железобетон, 1963, № 2. - с.68-74.

7. Бердичевский Г.И., Таршиш В.А. Закрытие трещин при разгрузке преднапряженных элементов. Межотраслевые воцросы строительства. Реф. инф./ЦИНИС Госстроя СССР, M., 1972, tè 7. - с.88. '

8. Бирулин Ю.Ф.', Петрова К.В. Образование, раседытие и закрытие трещин в нормальных сечениях железобетонных конструкций.- Бетон и железобетон, 1971, №5 с.14-16.

9. Болтянский Е.З., Иванов Б.М. Эксплуатационная надежность элеваторов. М., 1976. 68 с.

10. Вершинина Н.И., Иссерс Ф.А. Трещиностойкость железобетонных элементов стен силос ов при знакопеременном нагружении.

11. В кн.: Повышение полное6орности и технико-экономических показателей элеваторов и зерноперерабатывающих предприятий. М., 1982. с.26-40.

12. Гвоздев A.A., Дмитриев С.А. К вопросу о расчете сечений по трещинообразованию. Бетон и железобетон, 1970, $ II. -с.21-22.

13. Гвоздев A.A., Дмитриев С.А. К расчету предварительно-напряженных, обычных железобетонных и бетонных сечений по образованию трещин. Бетон и железобетон, 1957, № 5. - с.205-211.

14. Гвоздев A.A., Дмитриев С.А., Немировский Я.М. 0 расчете перемещений (прогибов) железобетонных конструкций по проекту новых норм (СНиП П-В.1-62). Бетон и железобетон, 1962,6. с.245-250.

15. Гейлер Е.С. Стены железобетонных цилиндрических силосов из предварительно-напряженных элементов заводского изготовления: Автореф. дис. канд.техн.наук. М., 1977, НИИЖБ. - 20 с.

16. I'yiua Ю.П. Исследования ширины раскрытия нормальных трещин. -В кн.: Прочность и жесткость железобетонных конструкций. М., I97E. с.72-98.

17. Дмитриев С.А., Еирулин Ю.Ф. Раскрытие трещин в предварительно-напряженных железобетонных элементах при повторном нагружении.

18. Бетон и железобетон, 1970, № 5. с.18-22.

19. Дмитрюкова Е.И. Трещиностойкость и деформативность изгибаемых цредварительно-напряженных элементов при повторных, немногократных и длительных нагрузках: Автореф. дис. канд. техн.наук. М., 1973, НИШБ. - 18с.

20. Егоров Н.М. Трещиностойкость судовых железобетонных конструкций. Труды /ГНИВТ. М., 1957, вып.14. - с.24-29.

21. Залесов A.C. Расчет предварительно-напряженных железобетонных элементов по образованию трещин в нормальных сечениях с учетом неуцругих деформаций сжатого бетона. Бетон и железобетон, 1964, 8. - с.378-380.

22. Зикеев Л.Н. Исследование прочности, деформативности и тре-щиностойкости предварительно-напряженных железобетонных элементов при внецентренном растяжении: Автореф. дис. канд. техн.наук. М., 1968, МП1ТИ. - 22 с.

23. Иссерс Ф.А. Анализ результатов натурных исследований стенсборных силосных корпусов. В кн.: Исследования напряженного состояния железобетонных силосных сооружений. Саратов, 1977. - с.59-75.

24. Иссерс Ф.А. Исследование работы стен силосного корпуса элеватора из сборных предварительно-напряженных колец диаметром 6 м. В кн.: Предварительно-напряженные железобетонные конструкции производственных зданий. М., 1963. - с.222-240.

25. Иссерс Ф.А., Гейлер Е.С. К оценке трещиностонкости стен силосов из криволинейных цреднапряженных элементов. Бетони железобетон, 1974, 5. с.33-35.

26. Иссерс Ф.А., Гейлер Е.С., Карев В.И. Коэффициенты асимметрии циклов напряжений в стенах железобетонных силосов при истечении сыпучего материала. Строительная механика и расчет сооружений, 1979, № I. - с.16-19.

27. Иссерс Ф.А., Гейлер Е.С., Курочкин A.M. Применение инфлюентной поверхности кольцевых изгибающих моментов для определения усилий в стенах силосов. В кн.: Исследование конструкций и расчет элеваторных сооружений. М., 1974. - с.116-129.

28. Иссерс Ф.А., Карев В.И. Влияние знакопеременных нагружений на лрепданостойкость и деформативность стен силосов. Бетон и железобетон, 1980, №5, - с.14-16.

29. Калатуров Б.А., Докудовский С.И. Исследование цредварительнонацряженных железобетонных автоклавов. Труды /НИИЖБ. М., 1961, вып.24. - с.145-2X6.

30. Калатуров Б.А., Зикеев Л.Н. Прочность и трепданостонкость предварительно-напряженных железобетонных элементов цри вне-центренном растяжении. Бетон и железобетон, 1966, № 5.- с.25-29.

31. Кальнер В.М. Депланация поверхности бетона в центрально-армированных железобетонных элементах при осевом приложении нагрузки. В кн.: Сцепление арматуры с бетоном. М., 1971.- с.54-62.

32. Караковский А.К., Иванов Ю.С., Фридман М.Л. Изготовление элементов силосов методом непрерывного армирования. Бетон и железобетон, 1980, 5. - с.12-14.

33. Карев В.И. Конструктивные решения силосных корпусов со стенами из объемных элементов: Автореф. дис. канд.техн.наук.- М., 1980, ШСИ. 17 с.

34. Карев В.И., Скориков Б.А., Новые конструктивные решения стен сборных силосных корпусов. Бетон и железобетон, 1980, JS5.- с.7-10.

35. Ким B.C. Давление зерна и совершенствование конструкций силосов зерновых элеваторов. М., 1959. 58 с.

36. Кириакиди Г.И. Несущая способность внецентренно-растянутыхжелезобетонных элементов при действии поперечных сил. Труды /РИСИ. Ростов-на-Дону, 1964, вып.9. - с.35-38.

37. Крылов С.М. Экспериментальное исследование работы железобетонных пере!фытий каркасных зданий. В кн.: Исследование свойств бетона и железобетонных конструкций. М., 1959.- с.276-334.

38. Корчинский И.Л., Беченева Г.В. Прочность строительных материалов цри динамических нагрузках. М., 1966. 212 с.

39. Кузнецов Б.Н. Расчет стен силосов на повторно-переменное малоцикловое нагружение. Исследование конструкций и расчет элеваторных сооружений. - Труды ДЩИШромзернопроект. М., 1974. - с.74-78.

40. Кузнецов Ю.Д., Стрелков Г.П., Смсяянинов Ю.М. Выносливость железобетонных элементов при симметричном низкочастотном изгибе. В кн.: Расчет конструкций силосных сооружений. Киев, 1972. - с.55-66.

41. Курочкин A.M. Давление зерна на стены силосов. В кн.: Исследования напряженного состояния железобетонных силосных сооружений. Саратов, 1971. - с.88-188.

42. Курочкин A.M. Давление зерна на стены силосов. В кн.: Исследование напряженного состояния железобетонных силосных сооружений. Саратов, 1977. - с.103-135.

43. Курочкин A.M. К расчету стен железобетонных силосов. В кн.: Исследования напряженного состояния железобетонных силосных сооружений. Саратов, 1975. - с.65-82.

44. Ларичева !Й.Ю., Гуща Ю.П., Крылов С.М. Влияние длительнойнагрузки переменного уровня на трещиностойкость и деформа-тивность изгибаемых элементов. Бетон и железобетон, 1982, Ж, - с.24-26.

45. Латышев В.А. Практические методы расчета железобетонных силосных корпусов. Л., 1973. 112 с.

46. Лемыш Л.Л. Уточненные инженерные методы расчета по рас1фытиго трещин и деформациям изгибаемых железобетонных элементов: Автореф. дис. канд.техн.наук. М., 1979, НИЖЕ. - 20 с.

47. Лемыш Л.Л. Учет работы растянутого бетона над трещинами при определении ширины их раскрытия. Бетон и железобетон, 1977, №6, - с.39-42.

48. Леонтьев Н.Л. Техника статистических вычислений. М., 1966.- 250 с.

49. Липницкий М.Е., Абрамович Ж.Р. Проектирование железобетонных бункеров и силосов. Л.-М., 1960, 288 с.

50. Мамаева Г.Б. Устойчивость сжатых железобетонных элементов при динамических нагружениях. В кн.: Сейсмостойкость зданий и сооружений. М., 1969. - с.51-56.

51. Марчюкайтис Г.В. Влияние верхних трещин на работу предварительно-напряженных балок при действии пульсирующих нагрузок.- Бетон и железобетон, 1966, Л 4. с.32-36.

52. Михайлов К.Б., Седюков В.М. 0 напряженном состоянии железобетонных балок при много1фатно-повторяю1Цихся нагрузках.- Бетон и железобетон, 1963, № 8. с.341-345.

53. Молодченко Г.А. Надежность сооружений силосного типа. Харьков, 1981. 68 с.

54. Молодченко Г.А., Мельникова Л.А. К вопросу исследования тре-пщнообразования в стенках силосов. Б кн.: Расчет конструкций силосных сооружений. Киев, 1972. - с.25-41.

55. Мурашев В.И. Трещиноустойчивость, жесткость и прочность железобетона. М., 1950. 268 с.

56. Немировский Я.М. Жесткость изгибаемых железобетонных элементов и раскрытие трещин в них. В кн.: Исследование обычных и предварительно-напряженных железобетонных конструкций. -Труды /ЦНИПС. М., 1949. - с.7-116.

57. Панкратова Т.Е. Учет циклического характера нагрузки при расчете стен силосов. Труда /ЦНИИЭПсельстрой. М., 1974, вып.8. - с.48-59.

58. Пастернак П.Л., Сигалов Э.Е. Расчет трещиностойкости предварительно-напряженных, обычных железобетонных и бетонных сечений. Бетон и железобетон, 1961, № 5. - с.207-213.

59. Портер Э.Г. Исследование трещиностойкости растянутых элементов железобетонных стержневых систем: Автореф. дис. канд. техн.наук. М., 1968, НИИЖБ. - 18 с.

60. Предварительно-напряженные криволинейные элементы силосного корпуса мелькомбината 1Ь 3 в г.Москве / Петров Е.А., Вершинина Н.И., Молотков И.А. и др. В кн.: Пути повышения качества и индустриализации в сборном элеваторостроении. М., 1979.с.21-29,

61. Простосердов А.Н. Основные направления повышения сборности в элеваторостроении. Сельское строительство, 1980,№ 7.- с. 12-16.

62. Расчет экономической эффективности применения стеновых элементов ЭК11-6-7, армированных 18- предями,в силосных корпусах типа СКС-6/ ЦНИИПромзеркопроект. Арх. №9234. М.,1983.-- 18 с.

63. Руководство по проектированию предварительно-напряженных железобетонных конструкций из, тяжелого бетона /ЦНИИПромзда-ний, НИИЖБ. М.,1977. -287. с,

64. Семенов А.И., Аржановский С.И. Влияние длительного обжатия бетона на его прочностные и деформативные свойства. Бетон и железобетон, 1972. № 12. - с.34-37.

65. Семенов В.Б.,Ашуров Г,Н. Анализ напряженно-деформированного состояния стен круглых железобетонных зерновых силосов.

66. В кн.: Конструкции и, технология строительства сборных сооружений силосного типа. М.,1978. с.30-33.1. Арными,

67. Состояние и перспективы строительства сооружений элеваторной промышленности. Бетон и железобетон» 1980,№5. - с.2~3.

68. Стены силосов из криволинейных, преднапряженных элементов./ /Бердичевский Г.И., Иссерс Ф.А., Скориков Б.А., Гринева Е.К.

69. Тахтамышев С.Г. Давление сыпучихтел в. силосах. В кн.: Ученые труды ЦНИПС за 25 лет. М., 1952. - с. 229.

70. Технико-экономическая эффективность внедрения сборных силосных корпусов со стенами из криволинейных предварительно-напряженных кольцевых элементов диаметром, б. м на мелькомбинате № 4 г. Москвы. ДТБ НИИЖБ, расчет № 569, М.,1981. - 104 с,

71. Хайдуков Г.К», Малявский В.Д, Сборные предварительно-напряженные канелюрные силосы. Промышленное строительство, 1966, № б, - с. 27-30,

72. Хакимов Ш.А. Особенности трещинообразования в. балках с различной толщиной защитного слоя бетона. В кн.: Воздействие статических, динамических и многократно-повторяющихся, нагрузок на,бетон и элементы железобетонных конструкций. М., 1972. - с. 65-86.

73. Хороший И.С., Хаймович М.И. Анализ деформаций, круглых железобетонных силосов и причины их возникновения. Советское мукомолье. и, хлебопеченье, 1935, №7. - с. 11-14.

74. Цейтлин С.Ю. Железобетонные преднапряженные элементы с поперечными трещинами от обжатия. Исследование и создание методов расчета экономичных конструкций; Автореф. дис. д-ра техн. наук. М.» 1981, НИИЖБ. - 47 с.

75. Цейтлин С.Ю. Расчет преднапряженных элементов с трещинами обжатия. Бетон и железобетон, 1977, № I, - с. 31-34.

76. Шугаев, В,В. Сборные железобетонные предварительно-напряженные каналы-лотки и акведуки оросительных, систем, Труды / У1 конференция, по бетону и железобетону. М.,1966, вып. 3.- с, 28-32.7

77. Ярин Л.И., Ашуров Г.Н. Исследование напряженного состояния стенки железобетонного круглого силоса в зоне болтового стыка с учетом образования трещин. В кн.: Здания и сооружениясельскохозяйственного назначения, M., I98I, с. 18-24,

78. BéresL. Failure. Process of Concrete Under Fatigue Loading, -- Rheoiogica Acta, Volume /5, //9. June /974. pp. 639-643.03. beresh., Relationship of 9e/ormotional Processes one/

79. Structure Changes in Concrete. ProcSivi¿ Engineering Materials Conference, Southa/npton, /969. - pp. ¿43-65/.V

80. Cervenxo У-, Л/о&ек X Metódica ирга vy /ilauic zkuseènic/} ¿etonovych ietes pro zkousky v ttoku. — ¿pro va c. 24//73. Stave ¿ni ustau C/ttT, zeri /973. /05. &JA/ /o5S/ Matt 6. Lasten in Siiozelien. Ausgaie

81. Recomrnenc/ec/ practice far desing and construction conc -rete ns, silos and ¿¿taker's /or dtoring agranular matenio ¿s. ACtf journal. Ocioier, /975, HO, Reimiert Met A. Silos, iraite. theorie et pratique.- Paris., /a 56.

82. Regies de conception et c/e cotcut c/es si/os en ¿¿ton.- Annates de L '¿nstitut technique du ¿oiiment et c/es travaux pullics. 2>eceni&er, /975, a/c 33-4,