GB 50077-2017标准规范下载简介

GB 50077-2017 钢*混凝土筒仓设计标准(完整正版、清晰)

肪要有明确、产格的要求。混凝土及钢*的强度等级、混凝土的浇 筑质量及钢*配置的匀质性是影响结构安全的重要因素，只有在 设计符合承载能力极限状态及正常使用极限状态的前提下，钢* 混凝土筒仓才能是名副其实的、匀质的、厚径比类似鸡蛋壳、空简 承载能力达到极致、结构变形符合小挠度理论要求、真正发挥薄壳 结构独有特性的构筑物。达到上述要求的筒仓，才能真正做到仓 壁厚度最薄、容积最大的效果。不符合以上要求时，筒仓就是最脆 弱的结构。近年来简仓大量倒塌、破坏的事例屡见不鲜，无不与此 有关。 现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB50010一2010使用 并*方式配*的建议，不符合薄壳、薄壁结构的受力原理，对筒仓 仓壁或筒壁的配*，采用并*方式配置钢*是不合理的。近年来 有些筒仓工程出现了严重的裂缝，采用预应力补强也无济于事，其 原因就是，当筒仓内外层钢*布置太密无法配*时，采用了并*， 严重破坏了薄壁构件的匀质性所致。故本标准规定严禁使用并 *。否则将可能导致简仓的裂缝严重扩大、破坏甚至倒塌；按薄膜 理论设计的圆形筒仓，其理想的配*方式，理应放置在仓壁的中 面，早期的圆形筒仓就是这样布置钢*的，但实践结果否定了这种 设计的正确性。这种筒仓的壁面出现了大量的裂缝，致使简仓过 早的破坏，退出了使用功能。事实上，无论圆形筒仓的仓壁有多 薄，总是有一定厚度的，不可能像塑料薄膜气球那样，因此，仓壁并 非纯粹的无矩，只是在计算时认为其弯曲应力不足以影响总配* 量，并将钢*按构造要求配置在壁厚的两侧，这就既满足了按薄膜 应力中面配*的需要，同时也符合了弯曲应力的要求。当人们认 识到如此配*的合理性后，才出现了现代筒仓的配*方式。这就 是本条作为强制性标准，严禁圆形筒仓仓壁的配*使用并*方式 配*的依据。 6.1.4对于圆形筒仓，水平钢*的直径上限控制为25mm，是因

6.1.4对于圆形筒仓，水平钢*的直径上限控制为25

工时，常常由于成型困难而影响施工速度。其次是控制水平钢* 的直径也意味着，当筒仓直径较大GB/T 41047-2021 汽车产品召回过程追溯*统技术要求，所需水平钢*大于25mm时 采用普通钢*混凝土结构的规定就不尽合理了。

6.1.5当水平钢*采用绑扎接头时，接头长度与现行国家标准 混凝土结构设计规范》GB50010的规定不同，这是因为筒仓结构 与一般的混凝土梁板结构及框架结构有所不同。普通梁板结构受 其截面几何外形的限制，钢*的搭接长度容易控制。对圆形筒仓， 水平钢*沿环向移动的可能性非常大，在圆周方向没有限制条件 钢*搭接长度的可变性与普通梁板构件相比最不易控制。为此适 当增加搭接长度，以弥补在施工过程中由于水平钢*沿环向可能 出现的移动而使钢*的接头一端搭接过长，另一端却不满足搭接 长度所造成的误差。苏联简仓规范、美国筒仓规范及其他国家的 规范，对此也都有增加搭接长度的规定。但搭接长度的增加值，各 国也不统一，我们规定的数值是与钢*直径有关，直径越大，增加 的搭接长度也越大。这是因为我国的现行国家标准《混凝土结构 设计规范规》GB50010规定钢*的搭接长度以直径的倍数来表 示，这样与该规范保持一致使用上也比较习惯。其次钢*直径的 大小通常与内力成正比，所以按钢*直径增加的搭接长度实际上 也考虑了内力大小的因素。50倍钢*直径的数值是以总结我国 筒仓建设中的实践经验为基础确定的。 水平钢*接头米用焊接连接可以节省大量钢*。但手焊接 数量太大，施工质量及其检测很难保证，故对采用焊接钢*及其焊 接接头没有采用强制性用语。 虽然机械连接可提高效率，但对于薄壁结构将会影响到保护 层的厚度，因为机械连接钢*的保护层首先是要保护连接器，连接 器的外径要比所连钢*的直径大，从而需要为此加大筒仓的壁厚， 6.1.6当仓底与仓壁非整体连接时，考虑到仓壁与筒壁的连续

.1.5当水平钢*采用绑扎接头时，接头长度与现行国家

6.1.6当仓底与仓壁非整体连接时，考虑到仓壁与筒

参照国外资料确定的。这一规定也符合因结构刚度突变产生 效应的要求，是除按计算配置钢*外必要的构造措施

5.1.7筒仓仓壁和筒壁水平钢*的最小配*率，国外的规范规 定的也不完全统一，美国规范仅对仓壁有规定，苏联规范未作规 定。仓壁在计算上是假定按中心受拉考虑的，实际上因为贮料 压力分布不均匀及偏心卸料等影响，理想的中心受拉严格地讲 是不存在的。现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB50010规 定的最小配*率比该规范修订前有所提高。从煤炭*统筒仓的统 计中，仓壁和筒壁全截面水平钢*的平均配*率分别为0.356% 和0.329%，我们按照现行国家标准《混凝土结构设计规范》 GB50010和设计实践为基础，除了存热烂料的水泥工业简仓 外，对其他简仓的仓壁定为全截面的0.3%，筒壁取全截面的 0.25%。原规范的规定是合理的，故本标准仍按原规范的规定执 行。 圆形筒仓的仓壁、筒壁都属于薄壳结构，壳体的受力概念与 般的梁板等平面构件的受力有原则区别，故本标准除环向配*外， 竖向钢*配*率的规定也与现行国家标准《混凝土结构设计规范》 GB50010的规定有区别。 贮料对筒仓的配*除按本条的规定外，对冷拉钢*尚应依据 忙料温度作用下钢*强度的折减*数进行调整。 当温差大于100℃时，简仓的仓壁、仓顶及仓底的结构构件， 除按本条规定外，还应按实际出现的温度效应计算配*。在温度 作用下按温度效应计算配*时，应考虑混凝土、钢*的设计强度及 其弹性模量的折减*数。贴料入仓后的温度应由工艺专业确定。 6.1.8对于仓壁落地的筒仓，仓壁的计算及配*应考虑其与底板 或基础的固端约束。 5.1.9仓壁在仓底以上1/6高度范围内，因仓壁所受荷载或支承

6.1.8对于仓壁落地的筒仓，仓壁的计算及配*应考虑

6.1.9仓壁在仓底以上1/6高度范围内，因仓壁所受荷载或支承

虑。故本标准规定仓壁的1/6高度范围内的最小总配*率，为全 面截面的0.4%，其上部为0.3%，简壁为0.4%。 6.1.10、6.1.11筒仓的仓壁及筒壁属薄壁结构，施工时保持结构 截面及钢*位置的准确度非常重要。为此，仓底与仓壁整体连接 或非整体连接时，除了每隔2.0m～4.0m设置一个两侧平行的焊 接骨架外，在仓壁底部还必须在两层钢*间加连**。1/6仓壁 高度是参考国外资料确定的。

钢*常易错位，所以需要强调在钢*的交叉点需要绑扎的必要性。 在钢*的交叉点及主*搭接处，因普通电弧焊极易削弱主*截面 而无法确保设计要求，故不得采用焊接代替绑扎。由于圆形筒仓 钢*工程量太大，上述要求很难达到，文必须严格限制，为此将本 条作为强制性条文。

6.2.1由于钢*混凝士简仓均为外露结构，使用环境复杂，为保

6.2.1由于钢*混凝土筒仓均为外露结构，使用环境复杂，为保 证结构使用年限，加强对钢*的保护是必要的。本标准对筒仓的 混凝土强度等级及钢*保护层的厚度与原规范的规定保持不变。 对工艺使用及环境条件要求不严，又有实践经验并对受力钢*有 特殊保护措施时，可适当减小保护层的厚度，但不应小于25mm。 混凝土强度等级也不应小于（C30。

2.2矩形筒仓的仓壁及漏斗壁的设计，有些部门习惯在仓 斗壁的相交处采用加腋的连接方式。如筒仓截面能满足设 要求时，也可采用不加腋的连接，加腋会给施工带来不必要

5.2.4柱支承的矩形筒仓，有支承柱延伸到仓顶和不伸到仓顶两 种布置方式，设计中多数采用伸到仓顶的布置方式。为了使仓壁 的水平钢*与柱内纵向钢*不相碰撞，故要求在平面布置上，仓壁 边缘离柱边的距离不小于50mm。

6.3.1本条是参考国内外筒仓洞口的设计资料，对筒仓仓壁上升 设洞口时的规定。洞口尺寸过大，对薄壁构件的受力极为不利。 敌本条规定，除仓壁落地的大型圆形浅仓的仓壁外，不宜在仓壁上 开设大洞口。在洞口四周配置的附加钢*的面积、钢*配置范围、 锚固长度等构造措施，是在总结我国简仓建设实践经验的基础上， 参照国外有关资料确定的。为了使洞口高度范围内的环向力能传 给洞口上下附加的水平钢*，水平钢*的锚固长度除满足50倍钢 *直径外，还与洞高有关，洞口越高锚固长度就越大。

6.3.2筒壁洞口设扶壁柱的自的是为了增加宽度大于3

洞口是否需要设置扶壁柱，圆形浅仓或仓壁直接落地的筒仓 仓壁或筒壁的截面，若按洞口应力计算并能满足设计及工艺要求 时，也可不设扶壁柱。因为扶壁柱的设置将会使仓壁或简的应 力集中到刚度较大的扶壁柱上，从而造成扶壁柱的配*量过大。 国外一些较大的简仓很少设置洞口扶壁柱。但在简仓设计使用程 序计算有困难时，为简化计算，加设扶壁柱仍是一种简单的处理办 法，也是对筒壁洞口消弱截面的补偿。 一一业问宏欲贴格丝广处

6.3.3为保证狭窄筒壁的结构稳定性，洞口间的简壁

应小于本条规定的尺寸

小于本条规定的尺寸。

6.4.5角锥形漏斗示意图中，阴影部分以外壁板的竖向钢*均无 法直通漏斗的底部，必须在与其他壁板的相交处切断，但内侧竖* 必须延伸到相交壁板的外侧，才能将其承受的荷载传递到漏斗的 其他壁板上，形成空间结构的受力体*。

.4.6由于角锥型漏斗的钢*在锥板交接处都必须切断，伸

固区的长度往往不能满足设计要求，为此必须架设四角吊挂*（骨 架*）。当漏斗顶部设有坚固的上边梁或深梁（竖壁）时，由于漏斗 斜壁的吊挂力是通过其顶部边梁或深梁（竖壁）整体而非各斜壁板 单独直接传到柱顶上，故漏斗四角的吊挂*（骨架*）可按构造设 置。反之则应参照本标准附录K的规定通过计算确定。

6.4.10因漏斗的理件处理不当，曾不正一次产生严重事故，为此

6.4.10因漏斗的理件处理不当，曾不正一次产生严重事故，为此 本次修订增加了本条内容。

6.5.1当筒仓满载时，仓下钢*混凝土支承柱的混凝土产生蠕 变，便使其应力有所降低，相应的荷载将转给钢*来承担。当贮料瞬 时卸空后，钢*产生弹性恢复，此时混凝土可能处于受拉状态，从 而导致仓下钢*混凝土柱出现水平裂缝。此外当卸料过程中，如 果钢*与混凝土之间的粘结力很强，则同时会产生竖向裂缝，而且

这种情况更加危险。因此控制仓下钢*混凝土支承柱的最大配* 率是十分必要的。当出现其他作用组合时，原规范配*率的上限 偏小，本次修订将配*率的上限提高到4%，若仅有受压作用控制 配*量时，配*率的上限也可适当减小。

J 6.5.2当漏斗与仓壁非整体连接时,环梁的配*应计算确定。

6.5.2当漏斗与仓壁非整体连接时，环梁的配*应计算确定

6.6.1对筒仓内衬使用情况的调查表明，装储不同散料的筒仓以 及在同一筒仓内的不同部位，简仓内表面的磨损程度是不相同的。 这主要与贮料的重力密度、粒径、硬度、落料高差、进出料方式以及 贮料的运动状态等因素有关。简仓内衬的构造很多，本标准仅列 举了各行业较常用的构造形式，并不只限于图示的做法。内衬设 计应根据具体情况，采用不同的防火、耐热、耐磨、助滑、防冲击及 无毒的材料。设计时应根据具体条件选用。对于防冲击的内衬， 在内衬的抗冲击面层与筒仓结构层之间必须设置弹性缓冲层，以 减少冲击力对基层结构的破坏。 对无特殊要求的块材内衬，还有其他可选建材。但无论选用 一种内衬块材，必须符合具体生产工艺对上述内衬性能的要求。 国外也有采用不锈钢作内衬的，但在无特殊要求的条件下，在我国 采用不锈钢内衬显然是不太现实的，而且不锈钢内衬也不是一般 的不锈钢，也要符合工艺设计的要求。对一般散体贮料，由于以往 没有既经济文实用的建材作内衬，简仓内衬曾大量使用过铸石板。 近年来，在煤炭行业的研石仓、储煤仓、翻车机房及选煤厂设备的 耐磨内衬，火力发电厂的高温干灰仓、煤斗、炉前仓、十煤仓、卸煤 沟，钢铁行业的高炉料仓、烧结料仓、冲渣沟及各种磨耗大、易腐蚀 的工业设备等，逐渐以压延微晶板材取代了铸石内衬。经调查，其 规格、品种、密实度、耐磨及抗渗等性能均超过铸石板材，以其作内 衬的多部门反应，使用效果良好。 压延微晶板材是利用矿渣为主的材料经高温熔化、压延、晶化

好。因此对原规范图6.6.1进行了修改。 对于治金、水泥及一些装储高温物料的筒仓，本次修订增加了 但不局限于锰钢板材内衬和连接钢板两种隔热内衬的构造做法， 并应做好接缝处的热桥处理。内衬设计时也可采用具有成熟经验 的其他材料。 为了将先进的科技成果尽早转化为工业产品，应优先采用具 有专利权的材料作为简仓的内衬，

6.6.3本条主要根据仓壁内侧耐磨层的实践经验制订。过 便于施工，面层与结构层混凝土结合也好，但也只能适用于刘 要求不高的简仓设计。

6.6.3本条主要根据仓壁内侧耐磨层的实践经验制订。这样做

6.6.3本条主要根据仓壁内侧耐磨层的实践经验制订。这样做

石、玻璃及瓷板，用小刀就可划出裂痕。可见其耐磨性并不可靠。 在我国很多使用该材料作内衬的筒仓，都出现过火灾、大面积脱落 的事故，由此造成严重的不可挽回的经济损失。为此，本条规定， 简仓设计不应再使用这种材料作内衬，但不是所有的筒仓都不能 使用。对以上性能无要求的筒仓，本标准不做限定。对于无阻燃、 不耐火且其光洁度文能符合料流要求的板材，设计者可根据真体 简仓使用功能的工艺要求选用。 死料作内衬是使仓底免受直接冲击作用的有效措施之一，有 时也是一种最廉价的内衬材料，故当条件充许时，优先考虑以死料 作为内衬。这种做法在铁矿石等贮仓中采用较多。根据调查，仓 顶进料口处的梁板结构易受贮料的冲磨作用，大块的矿石对进料 口处梁板的冲磨更为产重，甚基至由此而导致结构的破坏。比较有 效的办法是加大进料口或将洞口梁外移，否则应对梁板表面采取 防护措施。

6.7.1柱支承的筒仓受地震破坏的主要原因是柱截面强度不足： 支承柱受破坏的主要部位是柱顶。受应力集中的影响，对震害实 例的验算也发现实际震害的裂缝比计算的要大。为了提高柱的抗 震能力，本条的规定是参考美国、日本及有关规范制订的

6.7.2震害调查表明，柱支承的简仓倒塌，都是在

6. 7. 2震害调查表明,柱支

在7烈度设防区的筒仓，在此部位出现水平裂缝。8烈度设防区， 水平裂缝明显，甚至有压酥现象。9烈度设防区，出现混凝土明显 玉酥，挤碎、碎块脱落，钢*被压弯皇灯笼状。在唐山地震的10烈 度和11烈度地区，该部位绝大部分为严重破坏甚至导致倒塌。柱 底与基础交接处的破坏，一般较柱头稍轻，但也不可忽视。因此抗 震设计中，对支承柱的柱头、柱脚这两个重要部位，除按本条规定 外，予以加强是十分重要的。 为了提高混凝士的抗压能力，改善其延性，必须控制仓下支承

柱的轴压比，避免轴压比过大导致延性太差，保证结构具有较好的 变形能力。在控制仓下支承柱的轴压比时，可参照现行国家标准 《建筑抗震设计规范》GB50011的框架结构或现行国家标准《构筑 物抗震设计规范》GB50191的有关规定，但应比一般框架结构的 轴压比小些。为此，设计可采取增加柱的个数或截面面积，但不应 形成短柱，短柱将改变柱的刚度，更易改变柱的柔性。 从构造上可采取配置附加横向封闭钢箍，形成有约束的混凝 土，提高由此形成的核芯混凝土强度和极限压应变，从而使混凝土 三向受力，阻正纵向钢筋的压屈。同时采用加密加粗箍筋的办法 提高节点的强度和延性，封闭箍筋的体积配筋率应选用较高值。 在地震力作用下，仓下支承柱承受较大的轴向力、剪力和弯 矩。在地震力的反复作用下，应力变化较为复杂，提高仓下支柱的 抗震能力是十分必要的。为此，支承柱的纵向筋均应对称配置。 6.7.3通过调查，筒简壁支承的筒仓地震破坏比较轻微。但是单层 配筋筒壁支承的筒仓，比双层配筋筒壁支承的筒仓，其震后的破环 状况明显严重因此本标准规定筒壁应采用内外侧双层配筋

6.7.3通过调查，筒壁支承的筒仓地震破坏比较轻微。但

6.8.1圆形筒仓的仓壁属轴对称薄壁筒壳，其特征是：仓壁的材 料必须是匀质的，沿同一半径圆周的壁厚必须是相等的。在符合 上述条件的要求下，筒仓才能达到仓壁最薄、容积最大的充分优化 的结构形式。对这种结构施加预应力，必然与普通梁板构件的预 应力有不同的要求。为此，本标准对筒仓预应力设计作了较多的 规定。 预应力混凝土筒仓在20世纪80年代在煤炭行业的筒仓设计 中就已采用。但当时的筒仓容积并不大，预应力技术也不高。在 简仓上采用钢丝缠绕非常困难，采用预应力粗钢筋在筒仓上施工 受设备及其他条件的限制也有不便，甚至采用热张法预加应力，还 要在预应力筋的外部再喷涂一层保护层。因此这种预应力混凝土

8.3掺和料除应符合本条规定外，还应满足本标准第6.1.

用。本条为强制性条文，必须产格执行。 6.8.6圆形筒仓属薄壁筒壳，仓壁在环向理论上可认为是中心受 力，但实际还是外侧受力较大，为此预应力筋应偏外侧布置 5.8.7预应力钢丝束或钢绞线都属于高强钢，出现死时，在张 拉过程中萱定断裂，对于这种钢筋必须剔除；接头后的预应力筋地 良难保证连接质量，设计时必须明示，严格限定不应采用有接头的 顶应力筋。预应筋一口断裂，将会造成严重的工程事故及不可 免回的生命、财产的损失。本条为强制性条文，必须严格执行。 本条中：“死弯”是预应力行业内人员常用的俗语，简洁明了也 好理解，但不是标准术语，本标准为此做了修改，但很难完全准确

地替代“死弯”这一俗语。对本条修改的规定如不理解，可 条说明，以免误导。

6.8.19无论采用哪种预应力，圆形筒仓预应力的作用，与

沿仓壁高度一定的区段内保持不变，就要调整二次施加的预应力 筋的张拉力形成的次应力，这就必须经过试算进行调整预应力筋 的张拉力及其间距。

8.20简仓仓壁在预应力作用下，其受力状况如同弹性地基

预应力可在仓壁上沿其高度方尚在环向产生附加弯矩和剪力，这 将会影响筒仓非预应力筋的配置及预应力筋的布放间距。为使筒 仓仓壁在施加预应力时受力均匀，预应力筋的布置，应在施工前按 本条规定进行试算。本次修订对原规范中图6.8.20的差错进行 了修改；预应力筋施加于仓壁圆周上的径向压力F（图6.8.20）必 须是沿圆周均匀分布。否则所施加的预应力不但对仓壁起不到预 期的效果，反而可能对仓壁造成损害，甚至使仓壁失去薄壁筒壳的 受力特性，以致崩裂、倒塌。

6.8.21为使设计者在简仓仓壁预应力设计之前确定仓壁厚度，

条参考国外规范，给出了验算公式。设计时还须根据其他 件进行调整。

本次修订增加广堆料仓的设计内容。近年来在超大型仓壁落 地的筒仓及露天堆料场的设计中，由于仓体的直径过大，向仓内输 送贮料的胶带机通廊要进入仓体或堆料场的中心区，以满足超大 型筒仓或堆料场中心装料的要求。输送机通廊在仓顶的支点就要 落在仓顶结构的顶点上。因此在超大型简仓或堆料场内的中心部 位，设置堆料仓成为必要。这样既可解决装料通廊结构的支承问 题，又可满足在向仓内或场内装料的过程中，不至于由于物料的落 差太大导致物料的破碎。这种堆料仓的底部也有设置在仓下输送 机地道上的。这时堆料仓底部就要设置卸料漏斗。堆料仓下的地 道结构必须满足堆料仓的固结要求，并承受堆料仓传来的所有荷 载。 堆料仓只适用子超大型筒仓及堆料场，在直径较小的筒仓中 不应设置堆料仓，否则就会形成筒中筒结构。这种设计不但对购， 料的料流不利，而且堆料仓在筒仓中的受力状态及设计理念也不 明确。 当物料从料堆的一个60扇面中逐渐运走时，在扇面的两侧 形成哨且不稳定的坡面，当两侧坡面上的物料落人已运走料堆 的空地时，两侧物料的坡度和高度将减少。假如物料是十燥的，则 面对空地的物料将沿堆料仓周边的两个方向向空地塌落，这种流 动将连续不断，直到表面的坡度达到物料的安息角为止。 堆料对堆料仓仓壁的摩擦力即堆料侧压力向下作用的分力： 作用在仓壁上其他竖向压力的天小无关。 当潮湿的物料围绕堆料仓流动时，面对空地的料堆依然会较 高，此时黏性物料产生的倾覆力矩将大于非黏性物料产生的倾覆

力矩。对于露天堆料仓，在计算非均布荷载产生的倾覆力矩时，这 种情况极可能发生。 当料堆从堆料仓的两对面运走时，总压力降低。这种荷载状 况不比料堆从一边运走时严重，靠近堆料仓料堆的高差较小。因 此，可以认为此时产生的水平弯矩可以不计。

7.5.17.5.4堆料仓在地震区时还应考虑仓顶荷载及料堆产生 的地震作用。条文给出的规定是一种简化计算，对于圆柱面筒壳 结构的地震作用效应，在频遇地震作用下，应主要应验算倾覆稳定 及极限承载力。在空遇地震作用下，虽然筒体结构具有较强的抗 震性能，但由于仓体开洞削弱了结构的有效截面，从而降低了筒仓 的有效极限承载力。在地面交替振动状况下，结构将从弹性转变 到弹塑性振动状态，结构的恢复能力及其滞后凹线将逐渐由真线 转变为曲线。竖向或水平向的地震作用对结构造成的残余变形是 相互重复叠加并逐渐增大的结果，结构将经过开裂、钢筋屈服滑 动、截面局部压酥直到整体崩溃而倒塌，这是工程设计不能忽略问 题。在仓体的底部及开洞部位，应提高结构弹塑性而非弹性变形 后的截面承载力及抗震构造措施。 堆料仓的高径比与一般的筒仓及高笃构筑物不同。对于较高 的仓型，采用多振型验算是必要的，但不应超过1、2、3振型。 按振型分析法，在振型的i质点，按反应谱确定的水平地震 作用力F，是最大值，在其作用下，结构地震作用效应S.也应是最 大值，但各振型的F，及S，并不同时出现。水平地震产生的总效 应应为：

式中：S, 一J振型（1、2、3、、m）的水平地震作用效应（结构的驾 矩、剪力、轴力及变形）。

结构的地震作用效应，采用时程分析法最能体现地震过程中 结构的动态，但对具体工程而言，通常是不具有建筑物所在地区地 震波的历史记录及有关时程设计的计算参数，若借用其他假想地 文地震波的特征值进行时程计算，就没有实际意义了。为此，本标 准从实用目的出发采用简化计算法。

8. 1 布置和形式

8.1.1槽仓是由矩形平板构件组成的，各构件均应按平面对称性 布置较为合理，其构件的长宽比均应符合本条的规定。 按本条规定构成的槽仓，具有良好的卸料功能且计算简便、构 造简单、构件钢筋的计算、设置没有复杂的构造筋问题。自20世 纪50年代由苏联的工程设计引进我国以来，在冶金、煤炭等行业 已经使用半个多世纪了，在其他行业也有应用。利用地形布置仓 应在使用过程中能起到更加合理的效果。我国设计工作者对苏联 设计建造的槽仓工程出现的仓壁裂缝等问题进行了分析研究，对 槽仓设计计算、仓形几何尺寸的选定及构造进行了改进。本标准 槽仓的条文是依据找国治金系统多年来的实际工程设计及便用的 买践经验为基础总结编写的，可供槽仓设计使用。 本标准不包括壁板支承、半地下槽仓的设计，但本标准的槽仓 设计原则仍可适用于这些槽仓。

8.2.1槽仓虽然是空间结构，但可以简化为平面构件进行计算。 其壁板的横向可简化为折板构件计算。实践证明按简化计算设计 的槽仓工程是安全可靠的

附录 A贮料的物理特性参数

A.0.1对贮料（散料）的物理特性参数值，原规范主要是在总结 多年来我国简仓设计经验的基础上，参考了国内外有关资料并进 行了一些必要的试验而制订的，本次修订仍继续采用。实际上筒 仓贮料的品种达数百种之多，表A.0.1不可能将所有贮料的物理 力学参数全部列出。即使同一种贮料，同地区或不同地区的产品 都可能有不同的参数。不同的物理力学参数将会给计算带来不同 的结果。有些散料，如煤炭等，其物理特性参数值的可变性比较 大，如颗粒级配、粒径和外在含水量等的不同，其参数值也随之而 异。因此，表A.0.1中给出的某些散料参数值有一定的幅度，结 构设计者在无法取得实际物料的参数进行设计时，应选用与实际 物料特性相近的参数，并应得到相关工艺专业的认可。 对于有黏性的散料，其凝聚力对散料的内摩擦角Φ值有很大 的影响，米用时应通过试验验证。 附录A提供的品种只是常见散料的一部分，结构设计者采用 时，仍应以工艺设计提供的试验测定值为准

附录B圆形筒仓仓侧大偏心卸料荷载

B.0.1本次修订增加了圆形筒仓大偏心卸料荷载的内容，即特 殊情况下，在仓侧卸料时，贮料流动腔与仓壁接触的偏心卸料荷 载。本附录的规定不包括本标准第4.2.2条第4款所述的内容。 由于工况不同，这种偏心荷载的计算结果比第4.2.2条第4款的 计算值偏大。本标准第4.2.2条第4款是指仓内漏斗而不是仓侧 郵料的偏心荷载，两种偏心荷载的作用是不同的，也不宜相互替 代。按本附录计算时，由于贮料重力的大偏心作用，简仓的竖向稳 定性不应忽视

附录C大型圆形浅仓贮料压力计算公式

C.1.1大型圆形浅仓或大直径筒仓·由于其直径较大，仓顶结构已 不可能再使用普通的梁板构件·通常都采用大跨度空间格构或壳体 结构。在仓壁顶面至装料点的高度范围内，将会形成较大的有用空 可。这种筒仓大多是在仓顶中心单点装料，因此在仓壁顶面至装料 点，将形成较大的圆锥料堆。这种贮料T.况与一般的小型浅仓对仓 壁产生的贴料压力显然不同。因此不能再使用小型浅仓购料压力 的计算方法。为此，本附录根据可能山现的贮料丁况·给出了简便 的计算公式；各种物料除具有不同的内摩擦外，也具有与其他不同 物体的外摩擦，如物料对混凝土、砌体、钢铁等构件的摩擦（外摩 擦）。这种摩擦不属于物料自身之间摩擦（内摩擦），与其相接触构 生的刚性，光滑或粗糙程度及物料本身的粒径组成及粘结特性有 关。若贮料的外摩擦大于内摩擦，则在卸料过程中将有大量的贮料 钻贴在仓壁上，同时还将影响贮料对仓壁侧压力水平分力的大小。 因此，为得到简仓设计最不利贮料荷载，也就是说，在计算筒仓环向 拉力时，假定外摩擦为零，忽略外摩擦的作用，才能得到，料对仓壁 玉力的最大的水平力。当筒仓需要计算竖向作用效应时，外摩擦对 仓壁产生的摩擦力就不应忽略，可以很简单地将最大水平力作为 作用在仓壁上的法向力乘以外摩擦系数，即可得到相应的摩擦力。 这也是支挡结构设计时经常采用的简化方法，它有利于提高结构 的可靠度。大型圆形浅仓的仓壁实际工也是一种支挡结构。 C.1.2小型浅仓料压力的计算，以往近似的采用挡土墙主动 土压力理论。墙背假定是光滑直立的墙面，这种计算是库仑理论 的平面题，在小型浅仓设计时，无其是对于矩形浅仓，基本可以

符合或满足设计要求，追求过细的精确计算结果对实际工程意义 不大。但对于大型圆形浅仓，再采用这种计算方法就与实际受力 条件不符；圆形浅仓及圆形深仓的仓壁是轴对称旋转薄壁筒壳， 其曲率半径再大也是有限的，料滑动体对仓壁产生的侧压力 应属于散体结构力学的空间问题，应建立贮料在平无限空间中 骨动微元体极限平衡力系的微分方程，且令其导数等子零的理 论计算。作用在仓壁单位曲面上贮料滑动微元体的力系如图6 所示。

a）圆形浅仓仓壁贮料侧压力计算模型

【c）料滑动体水平投影

散体的半无限空间理论在土力学中被广泛引用。库仑在 1773年、朗金在1875年创立的土力学经典理论，就是以散体的半 无限空间理论为基础建立的在支挡结构的设计中使用至今。筒 仓的仓壁虽不同于平面挡墙，但也是支挡结构。要将散体的空间 受力状态转化为平面问题，并应用在筒仓工程中，了解散体半无限 空间理论的原理是非常必要的。 散体半无限空间理论的原理为：在半无限空间体系中，散体物 料的变形常数E和横向变形系数（泊松比）及其他物理参数是同 性的，应力与变形是线性关系，空间中同一深度处的荷载是相同 的。在此条件下，散体空间某点单元体ZXY的应力与其他各个 单元体相应各点的应力状况也是相同的。单元体ZOXY散体的 应力分量、z(区别于固体力学）不取决于线性变形半空间体 的变形常数E和从。在此条件下，才可以认定单元体Z()XY上的 应力及变形与其相邻单元体上的应力及变形是无关的。 散体半无限空间理论在大量的建筑工程设计中得到了广泛的 应用，如挡土墙、条形基础及路基等，可沿其长度方向（边缘地段除 外）的任何位置处，用两个平行部面划分出建筑的一个部分的计算 结果，可代表整个建筑的受力状态，如图7中表示的其长度远大于 宽度的条形基础、挡土墙及各种路基，均可取其长度方向单位截条 ZOXY的计算值代表整体结构的计算结果。 挡墙设计理论是散体力学的一部分，即散体力学的平面问题 也就是假定挡墙为无限长时，可取其中间的某一单元，在以其平面 投影为矩形的楔形滑动体极限平衡状态下，求得代表整体挡墙的 压力。通常情况下，在设计挡墙时，为了得到最不利的水平荷载， 经常假定直立挡墙是刚性光滑的（忽略外摩擦）。当然在计算竖向 荷载时，可以考虑把土体对挡墙的外摩擦力计入；对于大型圆形浅 仓，直接使用库仓挡墙理论计算贮料压力显然偏大，而且筒仓仓壁 的水平面也不是无限长的直线墙体。筒仓中的贮料虽然属于空间 问题，但因其圆周是闭合的，因此可以认为是无边界的，故图7中

忙料微元体的极限平衡力系按半无限空间理论计算也是正确的。 挡土墙背的土体滑动体与筒仓的贮料不同，前者的平面投影是矩 形，后者是扇形。在筒仓按薄壁筒壳样条理论计算内力时，利用仓 壁单位弧长上贮料压力的计算结果，同样可以代表筒仓结构的计 算。这就是建立大型圆形浅仓料压力计算模型的理论依据。按 述原则，图7中微元体极限平衡力系微分方程的导数令其等于 零，即可得到最大的贮料压力，并取其与同工况挡墙主动土压的比 直，即可得到本标准附录C中的修正系数"及侧压系数入n。这样 我们就可极其简便地利用《铁路丁程设计手册》同类工况平面挡士 墙主动士压力的计算公式，进行大型圆形浅仓贮料压力的计算。 有人认为，还要在单元体上增加垂直于两侧面的作用力，按散体半 无限空间理论，显然是多余的，

图7条形条基、挡墙及路基的纵向单元 注：1图中表示结构的纵向尺寸均大于横向。

要想得到更精确的解答，确实牵涉复杂的散体力学的很多理 论问题，这不是一般设计人员急切需要解决的问题。况且，各种精 确理论也都是在某些假定条件下建立的，其精确程度也是相对的。 在工程设计时，利用前人的科技成果，解决新出现的问题，是

编制本标准附录的自的。我国地质条作的复杂程度，在世界上是 独一无二的。我国铁路科技工作者为了克服铁路丁程的地质灾 害，利用库仑理论推导的各种工况的平面挡墙计算公式，是经过天 量于程实践验证的，也是可信、严谨及正确无误的。利用其适用于 简仓T况的公式，将其修正转化后，成为本标准附录C第2、3种 工况（C.2.2条、C.2.3条）圆形浅仓贮料压力的计算公式是可行 的。 至于本标准附录C的第1种工况（C.2.1条），由于《铁路工程 设计技术手册一一路基》（中国铁道出版社，1992年）没有相应的 公式可借用，为此必须直接推导计算公式，为了取得最大水平贮料 压力值：工程界经常假定仓壁是直立、刚性及光滑的，也就是说，忽 略贮料的外摩擦对筒仓环向力的计算是有利的。当然，可以将仓 壁法向最大水平力乘以贮料的外摩擦系数，即可得到贮料对仓壁 的竖向压力。当计人外摩擦的作用时，则可能得到不同的破裂角 9值。不同的破裂角，反过来又会影响滑动体体积及其重力的大 小，从而文影响到破裂面及仓壁对滑动体重力极限平衡力系的调 整，包括破裂面上的阻力及仓壁对滑动体的阻力。如前所述，影响 本标准附录C工况1的因素很多也很复杂·不能只用调整破裂角 大小的方法作为本标准附录C工况1是否存在的唯一理由。 附录中各工况中的安息角β不等于贮料的内摩擦角Φ，即十 Φ，而且应该小于内摩擦角，即β<Φ。这是《铁路工程设计技术手 册一一路基》（中国铁道出版社，1992年）公式中的限定条件，否则不 能套用该附录的计算公式。至于安息角是否一定比内摩擦角小，各 种文件及资料有不同的看法。要了解什么是安息角，什么是内摩擦 角，安息角与内摩擦角的关系，需要查看散体力学的有关论述。

C.2大型圆形浅仓的贮料工况

.1圆形浅仓或大直径筒仓，贮料滑动体的破裂面过中心日 商仓圆周形成的破裂面在上部料堆体的中心相互交叉，交叉

以上的部分与筒仓中线是对称关系。当以筒仓中心为界计算贮料 对仓壁的压力时，其对称部分的贮料不能重复计算，这种工况如图 C.2.1所示。在此条件下，当筒仓高径比h。/d，大于1.0小于1.5 时，对某些不同特性的物料，图C.2.1所示的工况也可能不存在。 但由于筒仓贮料品种繁多，也不能因此忽略这种工况存在的可能 性。因此，料压力的计算，可能既不符合浅仓也不完全符合深仓 的假定。在两种仓型假定条件的临界范围内，应该使用两种不后 的计算方法进行试算，并采用两者中的大值。这也是工程设计中 经常使用的一种有效的简化办法。为此本次修订仍保留了原规范 附录C的内容，并按有关理论进一步详细解释了编制的依据

附录E温度作用下混凝土及钢筋强度折减 系数、预应力筋强度、摩擦系数；仓壁直接落地 的圆形筒仓及天型圆形浅仓在烂料水平侧压力 乍用下，基础对仓壁固端约束的边界效应、筒仓 预应力张拉的次弯矩、次剪力函数的计算值

附录G星仓仓壁及洞口应力计算

G.0.1当采用多列筒仓连接在一起的布置时，在圆形筒仓间就 会形成星仓。星仓这个空间，除了用来贮存散料外，还可以用作楼 梯间、电梯并、管道井及提升机并道等。星仓可以是曲线的、直线 的，也可作为直线曲线组合的仓型。原规范受当时条件所限，未能 列出有关星仓计算的规定。 用于星仓仓壁改变广单个筒仓仓的刚度，在不同的装料情 况下，星仓仓壁将有不同的受力状态。如周边筒仓满仓将起内 壁受拉及弯曲，周边筒仓是空仓而星仓是满仓时，星仓曲线仓壁的 两端可视作固定端·从而形成承受压力、弯曲和剪切的相似拱。筒 仓和星仓都满仓时，若星仓仓壁为直壁，将产生最大的拉力，但弯 由和剪力相对要小些。 星仓的计算方法很多，由于受力条件复杂，各国学者都以不同 的假定条件提出不同的计算方法，其计算结果也各不相同·儿种主 要计算方法的计算结果对比见表9

由表9中可知，Timm法由于充许支座切向力可移动，敌相应 支座处轴力为零，弯矩值就很大。Ciesielsk法切向力位移是与周

由表9中可知，Timm法由于允许支座切向力可移动，敌相应 支座处轴力为零，弯矩值就很大。Ciesielsk法切向力位移是与周

边条件相关的值，因此计算出的内力接近实际受力条件，而且弯矩 也要比Timm法的计算结果少一半多，但比起Kellner方法还是 要大。南Kellner法与苏联粮仓规范的计算结果相比仍然偏大， 但其给出的内力要比苏联粮仓规范给出的内力全面些。表9中两 本规范给出的公式虽然较粗糙，们已付诸实际使用，若其计算内力 增大太多，会给设计带来不少的尚题，而Kellner公式的计算结果 要比表9中两规范给的计算结果偏大，但差值幅度并不太天，给 出的内力也较完全，操作应用也很简单，故本标准选择该公式作为 星仓计算公式。

G.0.3将圆形筒仓仓壁上被大洞口切断的纵横钢筋，米月

壁上处理小洞口的方法，以钢筋补偿的方式将其配置在洞口相应 的各边工。但由于切断的钢筋数量太多而不可能这样处理.同时 也不符合洞口的受力状态。圆形筒仓的仓壁是一个圆柱曲面，在 忙料压力作用下，仓壁在其环向承受拉力.对于筒壁落地的大直径 简仓或圆形浅仓仓壁上开设的大洞口，虽然尺寸较大，但其与仓壁 的展开面积相比仍是相对较小的。在这种受力条件下，可近似地 将其视为开有洞口的平面受力体。为此，可按弹性力学的方法，利 用复变函数及包角变换，求解无限平面上洞口应力的微分方程及 其应力函数。微分方程应力函数的解为边界收敛的幂级数，级数 的取项越多，洞口周边的应力值就越精确。由于级数收敛得很快， 因此，在实际工程计算中只取级数的有限项即可得到满慧的效果。 册计算及本附录各表中的数值分析可知，洞口周边的应力扰动 只发生在矩形或方形洞口角点的有限范围内。因此，工程设计时， 安本附录各表求得的洞口应力值及其分布规律而不是采用补偿方 法合理配置洞口周边的钢筋，更符合大洞口的实际受力状态。用 于简仓仓壁上的洞口大多数为矩形或方形，因此，按上述方法将筒 仓设计中儿种常用边比的洞口应力与作用力的比值列人本条。至 于洞口周边出现的其他作用力，可利用力的叠加原理进行处理，洞 口周边的等值应力图见本标准第5.2.1条第5款的

附录 H轴对称旋转壳体在对称荷载

圆形筒仓整体连接的仓底结构，需要按本标准的规定，采用简 化计算时，本附录H.0.1～H.0.4所有表格提供的图标及计算公 式都满足其计算要求。在本标准第3.3.4条的条文说明中的图 3，就是一种典型的整体连接方式DB36T 1219-2019 河长制湖长制工作规范，对圆形筒仓也同样适用。也就 是说，仓底结构按整体连接，并采用简化设计计算时，可以利用本 附录提供的计算公式完成计算工作。本附录H.0.1仅提供了圆 形简仓各轴对称旋转壳体在对称荷载作用下，薄膜应力的计算公 式。 众所周知，这种圆形筒仓的仓底结构，其整体连接构件的计 算，除应验算薄膜应力外，在各壳体的约束端还存在各构件的边缘 效应，包括各构件的固端约束力。在此条件下，只验算构件的薄膜 应力显然是不安全的。利用本附录H.0.2~H.0.4提供的图标 及计算公式，可以顺利地解决壳体固端各种约束应力（边缘效应） 的计算。正确的计算应该是，薄膜应力与协调后的固端约束应力 （边缘效应）之和才是圆形筒仓仓底整体结构构件的完整计算，丛 而才能保证简仓结构的使用安全。 本附录H.0.1～H.0.4的表格都是本标准第一版（《钢筋混 凝士筒仓设计规范》GBJ77一1985）编制时推导的，但其只列入了 H.0.1的内容，固端约束应力（边缘效应）的计算公式未被列人 对圆形筒仓仓底结构构件的内力计算，仅有H.0.1是不完整的 本标准本次修订时，为此增补了H.0.2～H.0.4，包括广轴对称旋 转壳体构成的圆形筒仓仓底各构件脱离体的固端作用（边缘效应） 的内力计算公式，使其计算表格更为完整。由于所有轴对称旋转 壳体，几乎都是球壳特征的延伸，故本附录给出的锥壳、筒壳对类

以壳体，具有一定的代表性，其他类似壳体可近似采用本附录的公 式，为筒仓设计者采用简化计算、程序编制提供了便利条件。 简仓计算程序的编制，除采用有限元之外，将本附录列出的公 式，编织成简单的计算程序，可能使计算更快捷。 弹性协调后的固端效应，除短壳外，固端效应对壳体远端的影 响收敛较快，影响范围是有限的，可根据条件忽略不计。对于短 壳，应将近、远端的固端效应叠加后进行计算。其理论依据可参看 《壳体结构分析》（StructuralAnalysisofShells.E.H.Baker. McGraw Hill Book Company,New York,1972).

附录K矩形筒仓按平面构件的内力计算

K.1对称布置的矩形筒仓的内力计算

DB32T 3761.21-2020 新型冠状病毒肺炎疫情防控技术规范 第21部分：环卫工人K.2非对称布置的矩形筒仓的内力计算

K.2.1～K.2.5本次修订应各方要求，增加了非对称漏斗卸料口 的计算公式。 由于顶部通常不设边梁的漏斗仓，在漏斗四块斜板的交角处 钢筋的锚固长度往往不能满足要求，因此漏斗的整体性将受到严 重影响。对于不通过漏斗边梁，而是将漏斗斜板上的吊挂力，依靠

本节中各种荷载作用及支承条件下，平面深梁的内应力是深 梁中面的内应力，其计算表是按深梁的单位厚度编制的。也就是 说，是按深梁厚度为1.0编制的。采用深梁计算表时，应将表中内 应力的数值乘以真体工程深梁的板厚，并以此配置钢筋。 这些表格虽然在其他中文资料中可以查得，但拘误及差错亦 不少见，其原始资料应该是来自乌利斯基编制的俄文版《钢筋混凝 土结构》（H.H.yJHIIKHi.《KeJIe3ObeTOHHIOe KOHCTpyKIi》.KHeB 1959）中的表格，参阅原文最为准确。