zasnova hleva za krave molznice in dimenzioniranje …zasnova hleva za krave molznice in...

Smetanova ulica 17 2000 Maribor, Slovenija

David Vivod

ZASNOVA HLEVA ZA KRAVE MOLZNICE IN PROJEKTIRANJE KORITASTIH SILOSOV

Diplomsko delo

Maribor, junij 2016

I

Diplomsko delo visokošolskega študijskega programa gradbeništvo

ZASNOVA HLEVA ZA KRAVE MOLZNICE IN PROJEKTIRANJE KORITASTIH

SILOSOV

Študent: David VIVOD

Študijski program: visokošolski, gradbeništvo

Smer: konstrukcijska

Mentor: dr. Milan KUHTA, univ. dipl. inž. grad.

Somentor: Jernej Maher, univ. dipl. inž. grad.

Lektorica: Silva Hajšek, učit. slov. in nem. j.

Maribor, junij 2016

III

ZAHVALA

Za strokovno vodenje, koristne nasvete, prijaznost in

potrpežljivost se iskreno zahvaljujem mentorju g.

Milanu Kuhti in somentorju g. Jerneju Maherju.

Prav posebno zahvalo posvečam vsem domačim, ki so

mi stali ob strani, še posebej ženi Nini za njeno

podporo in nesebično pomoč v času študija.

IV

ZASNOVA HLEVA ZA KRAVE MOLZNICE IN PROJEKTIRANJE KORITASTIH

SILOSOV

Ključne besede: Hlev za krave molznice, koritasti silosi, dimenzioniranje, obtežbe, armatura.

UDK: 728.96.012+[624.04:631.24](043.2)

Povzetek:

Diplomsko delo zajema zasnovo hleva za krave molznice in načrtovanje in dimenzioniranje

koritastih silosov.

Opisani so trendi v gradnji hlevov in zahteve, ki jih moramo upoštevati v času gradnje.

Zasnova zajema celotno načrtovanje od temeljev do strehe in zahteve tehnološkega načrta za

dobrobit živali. Arhitektura hleva je predstavljena na načrtih, ki so priloga diplomskega dela.

Dimenzioniranje silosov vključuje načrtovanje potrebnih dimenzij silosa, vplivov, ki delujejo

na njega, trajnostnih meril in izračun potrebnih prerezov armature, s čimer zagotovimo varno

in dolgotrajno uporabo objekta.

V

DESIGN OF A BARN FOR DAIRY COWS AND OF A BUNKER SILO

Key words: Barn for dairy cows, bunker silo, dimensioning, load, reinforcement.

UDK: 728.96.012+[624.04:631.24](043.2)

Abstract:

The thesis deals with designing a dairy cow barn as well as planning and dimensioning

bunker silos.

It describes current trends in barn construction and the requirements to be taken into account

in the construction phase. The concept involves the entire planning process from the

foundations to the roof and considers all the requirements of the technological plan ensuring

animal welfare. The architecture of the barn can be found in the plans enclosed with the

thesis.

Furthermore, silo dimensioning includes the planning of the required silo dimensions, factors

influencing the silo, sustainability criteria, and a calculation of reinforcement cross-sections

to ensure safe and long-term use of the construction.

VI

VSEBINA

1 UVOD ........................................................................................................................... 1

1.1 OPIS PROBLEMA ...................................................................................................... 1

1.2 CILJ DIPLOMSKEGA DELA ........................................................................................ 2

1.3 PREDPOSTAVKE IN OMEJITVE DIPLOMSKEGA DELA ................................................... 2

2 ZASNOVA HLEVA ZA KRAVE MOLZNICE ......................................................... 3

2.1 SPLOŠNO O NAČRTOVANJU HLEVOV ......................................................................... 3

2.2 TRENDI V GRADNJI HLEVOV ..................................................................................... 4

2.3 TEHNIČNI OPIS HLEVA ZA KRAVE MOLZNICE ........................................................... 11

2.3.1 Zasnova ............................................................................................................ 11

2.3.2 Nosilna konstrukcija in temelji ......................................................................... 11

2.3.3 Streha............................................................................................................... 12

2.3.4 Strop nad tehničnimi prostori ........................................................................... 12

2.3.5 Stavbno pohištvo .............................................................................................. 12

2.3.6 Popis prostorov ................................................................................................ 13

2.3.7 Območja znotraj hleva ..................................................................................... 14

3 NAČRTOVANJE KORITASTIH SILOSOV ........................................................... 20

3.1 SPLOŠNO .............................................................................................................. 20

3.2 DOLOČITEV DIMENZIJ IN RAZDELITEV SILOSOV NA SEGMENTE Z DILATACIJAMI ....... 20

3.2.1 Določitev dimenzij silosov ................................................................................ 20

3.2.2 Razdelitev silosov na segmente z dilatacijami ................................................... 22

3.3 TRAJNOST IN KROVNI SLOJ BETONA ....................................................................... 23

3.3.1 Razredi izpostavljenosti glede na pogoje okolja ................................................ 23

3.3.2 Krovni sloj betona ............................................................................................ 24

3.4 DOLOČITEV VPLIVOV ............................................................................................ 27

3.4.1 Splošno ............................................................................................................ 27

3.4.2 Vplivi, ki delujejo na ploščo silosa .................................................................... 27

3.4.3 Vplivi, ki delujejo na stene silosa ...................................................................... 30

3.4.4 Vpliv zaradi krčenja betona .............................................................................. 37

3.4.5 Projektne vrednosti vplivov in določitev kombinacij vplivov ............................. 40

3.5 DIMENZIONIRANJE ................................................................................................ 43

3.5.1 Mejno stanje nosilnosti ..................................................................................... 43

VII

3.5.2 Mejno stanje uporabnosti ................................................................................. 59

4 SKLEP........................................................................................................................ 66

5 VIRI IN LITERATURA ............................................................................................ 67

6 PRILOGE .................................................................................................................. 70

6.1 SEZNAM SLIK ........................................................................................................ 70

6.2 SEZNAM TABEL ..................................................................................................... 71

6.3 SEZNAM GRAFOV .................................................................................................. 72

6.4 RISBE ................................................................................................................... 73

6.4.1 Situacija hleva in koritastih silosov

6.4.2 Tloris temeljev hleva

6.4.3 Tloris hleva

6.4.4 Tloris ostrešja hleva

6.4.5 Tloris strehe hleva

6.4.6 Prerez A-A in B-B hleva

6.4.7 Fasada jugovzhod in severozahod

6.4.8 Fasada severozahod in jugozahod

6.4.9 Tloris koritastih silosov

6.4.10 Prerez A-A in B-B silosov

6.4.11 Tloris dilatacij

6.4.12 Shema armature koritastih silosov

6.4.13 Potrebna armatura v plošči, izračunana s programom Sofistic

VIII

UPORABLJENI SIMBOLI

𝐿𝑥 - fizikalna enota za osvetljenost

𝐴𝑐 - ploščina prečnega prereza betona

𝐴𝑠 - ploščina prečnega prereza

𝐴𝑠,𝑚𝑖𝑛 - najmanjša ploščina prečnega prereza armature

𝐸𝑐𝑑 - projektna vrednost modula elastičnosti betona

𝐸𝑐,𝑒𝑓𝑓 - učinkoviti modul elastičnosti betona

𝐸𝑐𝑚 - sekantni modul elastičnosti betona

𝐸𝑠 - projektna vrednost modula elastičnosti jekla za armiranje

𝑀𝐸𝑑 - projektna vrednost delujočega upogibnega momenta

𝑉𝐸𝑑 - projektna vrednost delujoče prečne sile

𝑑 - statična višina prečnega prereza

𝑓𝑐𝑘 - karakteristična tlačna trdnost betona

𝑓𝑐𝑑 - projektna vrednost tlačne trdnosti betona

𝑓𝑐𝑡𝑘 - karakteristična osna natezna trdnost betona

𝑓𝑦𝑑 - projektna meja elastičnosti armature

𝛾 - delni varnostni faktor

𝛾𝑀 - delni varnostni faktor za lastnosti materiala

𝛾𝑆 - delni varnostni faktor za jeklo za armiranje

𝜌1 - stopnja armiranja z vzdolžno armaturo

𝜙 - premer armaturnih palic

IX

UPORABLJENE KRATICE

AB - armirani beton

PVC - polivinilklorid

SS - suha snov

STR - notranja odpoved ali pretirana deformacija konstrukcije ali konstrukcijskega

elementa, vključno s temelji, piloti, kletnimi stenami itd., pri čemer je odločilna

trdnost materiala.

GEO - odpoved ali pretirana deformacija tal, pri čemer je za zagotavljanje odpornosti

pomembna trdnost zemljine ali skale.

MSN - mejno stanje nosilnosti

MSU - mejno stanje uporabnosti

Zasnova hleva za krave molznice in projektiranje koritastih silosov Stran 1

1 UVOD

1.1 Opis problema

Svetovna populacija narašča. Da bi oskrbeli vse prebivalstvo s hrano, je potrebno temu

primerno povečati proizvodne sposobnosti. To lahko dosežemo s povečanjem kmetijskih

površin, z njihovo izkoriščenostjo, s posodabljanjem kmetijske mehanizacije, novimi

tehnologijami prireje in v našem primeru tudi z novogradnjo ali preureditvijo hleva za

krave molznice. Hleve lahko skonstruiramo v sodoben, ekonomsko učinkovit ter za živali

prijazen življenjski prostor. Hlevi so se iz starejših, betonskih trdnjav, spremenili v

sodobne, živalim in rejcem prijetne prostore, kjer se lahko živali prosto gibljejo in imajo na

voljo vse potrebno za kakovostno bivanje. Krave za svojo rast in proizvodnjo mleka

potrebujejo veliko količino krme, ki jo skladiščimo v namenskih skladiščih, načrtovanih

tako, da ohranjajo kvaliteto in zagotavljajo količino, ki je potrebna za krmljenje skozi vse

leto.

Kmetje so soočeni z velikim izzivom pri gradnji hleva in so odvisni od pomoči dobrih

projektantov, sami pa s svojimi izkušnjami in idejami pripomorejo k boljšemu reševanju

problemov. S skupnimi močmi se tako lahko skonstruira hlev, ki bo v ponos lastniku in v

dobrobit živalim, ki bodo bivale v njem.

V ta namen smo v diplomskem delu opisali trende v gradnji hlevov po svetu in lastni hlev

načrtovali po zahtevah in standardih, ki so trenutno v veljavi. Osredotočili smo se na

arhitekturno zasnovo hleva, ki bo živalim nudila udobno bivanje, upravljavcu pa lažje delo.

V drugem delu smo se lotili projektiranja koritastih silosov, ki služijo skladiščenju krme, in

za njih izrisali armaturne načrte.


1.2 Cilj diplomskega dela

Diplomsko delo smo razdelili na teoretični in aplikativni del.

Na začetku smo podali teoretične osnove pri gradnji hlevov. Opisali smo trende pri njihovi

gradnji po svetu in probleme, s katerimi se srečujejo kmetje pred, med in po gradnji

hlevov. Prav tako smo opisali osnove za izgradnjo koritastih silosov in zahteve, ki jih je

potrebno upoštevati pri gradnji le-teh.

V aplikativnem delu smo vse teoretično znanje prenesli na praktični primer. V tehničnem

opisu hleva smo opisali lego hleva, zasnovali velikost in podali gabarite, opisali nosilno

konstrukcijo, streho in vso ostalo opremo, ki se bo nahajala v hlevu. Predstavili smo

območja znotraj hleva in vsem tehničnim opisom dodali načrte arhitekture celotnega

objekta. Izrisali smo arhitekturo koritastih silosov, določili vplive in izračunali notranje

statične količine. Glede na obremenitve smo določili prereze AB konstrukcije, potrebne

površine armature in izrisali armaturne načrte.

1.3 Predpostavke in omejitve diplomskega dela

Hlev in koritasti silosi so objekti, ki zahtevajo natančnost pri njihovem načrtovanju.

Upoštevati smo morali vse tehnične smernice. Predvidevali smo, da bo najtežje uskladiti

tehnološki načrt z arhitekturo objekta, saj so v tehnološkem načrtu podane vse potrebe, ki

so prilagojene živalim in delu v hlevu. Za določitvi obtežb, ki delujejo na stene silosa smo

privzeli enačbe iz Švedskega znanstvenega članka [18] in ne iz slovenskih standardov, v

katerih ni zajeto projektiranje koritastih silosov.


2 ZASNOVA HLEVA ZA KRAVE MOLZNICE

2.1 Splošno o načrtovanju hlevov

Pri načrtovanju smo morali upoštevati več dejavnikov. Hlev mora predvsem omogočati

gospodarno prirejo, s katero sploh lahko upravičimo gradnjo le-tega. Živalim mora nuditi

ugodne razmere za bivanje, ljudem pa ugodne razmere za delo. Pri vsem tem morajo biti

stroški gradnje, delovanja in vzdrževanja takšni, da jih bo moč pokriti z načrtovano prirejo.

Vsako gradnjo sodobnega hleva je potrebno vnaprej podrobno načrtovati. Slabo izvedena

gradnja hleva in slaba izvedba vseh detajlov v hlevu lahko kasneje vodi v pomanjkljivosti,

s katerimi se srečujemo vso nadaljnjo življenjsko dobo le-tega.

Zahteve, ki jih morajo kmetje izpolniti ob gradnji hlevov, so iz dneva v dan večje.

Naštejmo nekaj problemov, s katerimi se srečujejo kmetje pri gradnji novih hlevov1:

- Iskanje primernega zemljišča za gradnjo: Velike hleve je težko umestiti v prostor

zaradi prostorske stiske in zaradi vedno večjega nasprotovanja sosedov do gradnje

novih hlevov.

- Nihanje cen: Samo tisti, ki cenovno ugodno zgradi hlev, je lahko konkurenčen in se

mu tako lahko v zglednem času povrnejo stroški investicije.

- Avtomatizacija: Brez robotov in moderne tehnike si tudi v kmetijstvu dandanes več

ne znamo predstavljati vsakodnevnega dela. Vsaka vgradnja visoko tehnoloških

naprav pa seveda podraži investicijo.

1 Povzeto po: Top agrar - Das Magazin für moderne Landwirtschaft [1]


- Spremljanje stanja - monitoring črede: V vedno večjih hlevih je potrebno

funkcionalno razdeliti čredo v več skupin glede na njihovo produktivnost in glede

na stadij laktacije1, v kateri se nahajajo.

- Higiena: Z večanjem kapacitet je temu ustrezno potrebno povečati tudi skrb za red

in čistočo.

- Dobro počutje živali: V zadnjem času z večanjem hleva in s tem povezanimi

stroški seveda ne smemo pozabiti tudi na udobje živali.

2.2 Trendi v gradnji hlevov

Udobje, delovna gospodarnost in cene so dejavniki, ki so v ospredju pri gradnji hlevov za

krave molznice. Aktualne trende v gradnji hlevov lahko vidimo na primeru Nemške zvezne

dežele Spodnja Saška. Samo v tej zvezni deželi so v letih 2009 in 2010 zgradili več kot 250

hlevov za krave molznice. Sodobni trendi v gradnji hlevov so2:

- Velikost in sistem hleva:

Večina hlevov je zgrajenih za 100 do 400 krav molznic. Od tega

prevladujejo 3-vrstni oz. 2 × 3-vrstni hlevi pravokotnih oblik. Pri izbiri

takšnega sistema hleva je mogoče najbolje izkoristiti prostor, kasneje pa je

mogoče hlev tudi povečati, s tem da ga prezrcalimo preko krmilne mize.

1 Laktacija je obdobje v življenjskem ciklusu krave med telitvijo in časom, ko krava več ne daje mleka. V

povprečju traja 305 dni na leto.

2 Povzeto po: Top agrar - Das Magazin für moderne Landwirtschaft [1]


Slika 2.1: Nekateri tipi hlevov (od leve: dvovrstna, trovrstna in štirivrstna postavitev ležalnih

boksov) - Boege, H. in drugi, 2011[2]

- Konstrukcija:

V več kot 90 % so konstrukcije zgrajene iz lesa. Za primarne strešne nosilce se

uporablja lepljen les, za stebre pa lepljen ali žagan les (velikokrat tudi jekleni

nosilci). Razlog za veliki delež lesa v gradnji hlevov so visoke cene jekla. Z

lepljenimi nosilci lahko prav tako premagujemo velike razpone, s čimer pa se lahko

izognemo uporabi vmesnih stebrov in s tem povečamo preglednost in uporabnost

hleva.

Slika 2.2: Primer hleva z lepljenimi primarnimi in sekundarnimi strešnimi nosilci - Wolf System [3]


- Kritina:

V Nemčiji se trenutno najbolj uporabljajo vlakno-cementne valovite plošče, ki so

malenkost cenejše od kritin iz pločevine. Vgrajujejo svetlejše barve, da s tem

preprečijo pregrevanje ostrešja. Vmesnih svetlobnikov zaradi pregrevanja ne

uporabljajo več. Pri kritini iz pločevine je sicer pod-konstrukcija cenejša, vendar je

obremenitev hrupa ob dežju in nevarnost nastanka kondenza večja. Povprečni

naklon streh v Nemčiji je 15°.

- Sleme:

Večina hlevov je izvedena s »sched« sistemom slemena, torej slemenom s

preklopom. V primerjavi z drugimi tipi slemena pri tem ostane krmilna miza -

hodnik - ob deževju suha.

Slika 2.3: »Sched« sistem slemena - Haas-landwirtschaft [4]

- Zračenje:

Hlevi so po vzdolžni strani povsem odprti, kar zagotavlja zadosten vstop svežega

zraka. Višina med tlemi in napuščem je med 4 in 5 m. Izvedeni so s sistemom rolo

zaves, ki jih je mogoče ob močnem vetru, dežju in ob nizkih temperaturah zapreti

in tako omejiti vstop zraka. Prečne stene so večinoma zaprte s trapezno pločevino

ali leseno oblogo. S pomočjo rolo vrat se tudi iz te strani zagotovi vstop svežega

zraka. Vstop zraka iz prečne strani je pomemben predvsem za hleve, pri katerih

glavna smer vetra ni pravokotna na vzdolžno steno hleva.


Slika 2.4: Rolo zavesa za neugodne vremenske vplive in trajna mreža za preprečevanje vstopa ptic

- Wolf System [5]

- Krmilni hodnik:

Za konvencionalni način krmljenja mora biti širina krmilnega hodnika med 5,5 in 6

m. Krmilna miza, torej območje, kjer se krmijo krave, naj bi bilo zaščiteno s

premazi v širini enega metra, da se prepreči obraba betona.

Slika 2.5: Krmilni hodnik - Wolf System [6]


- Odstranjevanje iztrebkov:

V hlevih do 100 krav molznic se večinoma uporablja sistem odstranjevanja

iztrebkov s pomočjo rešetk, kar pomeni, da ves seč in blato padeta skozi špranje

rešetk v kletne prostore - zalogovnik gnojevke1. Za hleve nad 100 krav pa se izvaja

odstranjevanje iztrebkov s pehali, ki seč in blato transportirajo do manjšega

kletnega zalogovnika, od koder se nato gnojevka prečrpava v laguno2, ki je

zgrajena zraven hleva.

Slika 2.6: (leva slika) Odstranjevanje iztrebkov s pomočjo rešetk - Hlevska oprema Štern [7],

(desna slika) odstranjevanje iztrebkov s pomočjo pehala - Betebe [8]

- Hodniki:

Hodniki ob krmilni mizi naj bi bili široki 3,5 m pri izvedbi z rešetkami in 4 m pri

izvedbi s pehali. Ostali hodniki imajo večinoma širino od 2,5 m do 3 m. Na največ

vsakih 20 oziroma bolj priporočljivo na vsakih 12 do 15 ležalnih boksov mora biti

izveden prehod med hodniki z minimalno širino 2,4 m.

- Ležalni boksi:

V Nemčiji se večinoma uporabljajo globoki ležalni boksi. Ti so sicer zahtevnejši za

vzdrževanje, vendar nudijo večje udobje ob počitku. Po pravilih so ležalni boksi

široki 1,2 m. Boksi, ki se nahajajo ob steni, so dolgi od 2,6 m do 2,7 m, tisti, ki so v

sklopu dveh vrst boksov, pa 2,5 m.

1Gnojevka je mešanica živalskih izločkov - blata in seča.

2 Laguna je zalogovnik v obliki valja, ki je namenjen skladiščenju gnojevke izven hleva.


Slika 2.7: (leva slika) Globoki ležalni boksi - Hof Decker [9], (desna slika) visoki ležalni boksi -

Landwirt [10]

- Osvetlitev:

Minimalna osvetlitve v hlevih naj bi znašala 80 𝐿𝑥.

- Oskrba z vodo:

Obstaja merilo, da naj bi za vsako kravo načrtovali od 8 cm do 10 cm korita za

napajanje, kar pomeni, da bi za 20 krav potrebovali dvometrsko korito za

napajanje.

Slika 2.8: Korito za napajanje - Geafarmtechnologies [11]

- Selekcija:

V hlevih, kjer je prostora za več kot 80 krav, je priporočljivo vgraditi sistem za

razvrščanje krav, s pomočjo katerega lahko krave ločimo po različnih kriterijih in


jih tako po molži razporedimo v različna območja v hlevu. Obstaja enojni, dvojni

ali trojni sistem razvrščanja.

- Posebna območja v hlevu:

To so posebni prostori v hlevu, kjer pohodne površine ne predstavlja beton, ampak

nastilj s slamo, kjer so krave manj obremenjene. To so ločeni prostori za krave

takoj po telitvi (do 3 tednov), krave pred telitvijo in bolne krave. Vsaka krava naj

bi v teh prostorih imela od 8 m2 do 12 m2 prostora za gibanje in počitek.

- Razvrščanje v skupine:

Krave v dobi presušitve1 in krave v laktaciji morajo biti med seboj ločene, da se

jim lahko posebej pripravi krmni obrok glede na njihove potrebe.

- Molzišče:

Večinoma se gradijo še samo ločena molzišča, ki niso več del hleva in se nahajajo

izven njega. Čakalna območja pred molzišči so postala standard. Ta so lahko v

izvedbi s pehali ali z rešetkami. Pri planiranju kapacitete je potrebno upoštevati, da

vsaka krava potrebuje 1,5 m2 tlorisne površine. Najdaljša doba čakanja na molžo

lahko znaša 1 uro.

Slika 2.9: Molzišče tipa »ribja kost – Swing Over« - Wittrock Landtechnik [12]

1 Obdobje po laktacijski dobi v katerem krave ne dajejo več mleka in se pripravljajo na telitev. Doba

presušitve traja približno osem tednov.


- Molzna oprema:

V Nemčiji so se uveljavila molzišča »Swing Over« z 20 do 28 molznimi enotami.

Ta predstavljajo okrog 35 % investicije. Tem sledijo klasična skupinska molzišča,

vedno bolj pa postaja popularna tudi molža z roboti.

- Stroški gradnje hleva:

Stroški gradnje vključno z molzno opremo se gibljejo nekje med 4000 in 6500 € na

kravo. V to ceno niso všteti stroški za nakup zemljišča. Seveda pa lahko stroške

znatno omejimo na primer s tem, da se izognemo gradnji po sistemu z rešetkami,

saj so stroški za gradnjo kleti zelo visoki.

2.3 Tehnični opis hleva za krave molznice

2.3.1 Zasnova

Hlev za krave molznice bo izveden po sistemu proste reje, kjer se bodo krave lahko prosto

gibale med različnimi deli hleva. V njem bo prostora za 82 krav molznic in bo pravokotne

oblike, dimenzij 47,5 m × 19,86 m. Hlev bo pritličen in vse do slemena odprt zaradi potreb

po zračenju, imel bo vse potrebne spremljajoče prostore, kot so molzišče, mlekarna,

pisarna in sanitarije. Hlev bo ležal na nadmorski višini 259 m.

2.3.2 Nosilna konstrukcija in temelji

Nosilna konstrukcija ostrešja bo sestavljena iz prečnih primarnih lepljenih nosilcev, ki

bodo razporejeni na medosni razdalji 8,00 × 5,45 m in 1,00 × 4,00 m. Na njih bodo v

vzdolžni smeri položeni sekundarni lepljeni nosilci na medosni razdalji 1,40 m, 2,00 m in

2,20 m. Iz ostrešja se bo obtežba na zunanjih straneh prenašala na IPE jeklene profile,

preko njih pa na pasovne temelje, katerih širina bo znaša 0,60 m, globina, temeljenja s

podložnim betonom (3 cm), pa 0,93 m. Vzdolž objekta bodo nameščeni dodatni jekleni

nosilci (v notranjosti objekta), ki bodo podpirali primarne lepljene nosilce. Preko njih se bo

obtežba prenašala na točkovne temelje dimenzij 0,80 m × 0,80 m in globine (s 3 cm plastjo

podložnega betona) 0,48 m in 0,68 m. V prečni smeri bosta nosilnost in togost zagotavljali

prečni steni. Stena na jugozahodni strani bo visoka 1,50 m in izdelana iz AB betona, stena

na severovzhodni strani pa bo visoka 2,80 m in bo zgrajena iz betonskih zidakov ter


vertikalnih vezi. Iz obeh sten se bosta do slemena nadaljevali leseni predalčni konstrukciji,

ki sta ustrezno sidrani v steni. Temelj pod severovzhodno steno bo pasovni, širine 0,50 m

in globine s podložnim betonom (3 cm) 0,93 m. Jugovzhodna stena se bo nadaljevala v

steno kletnega prostora, pod katero bo izvedena temeljna plošča.

2.3.3 Streha

Streha objekta bo dvokapnica z naklonom 20° in slemenom, ki bo potekalo v smeri

severovzhod-jugozahod. Kritina bo izvedena iz trapezne pločevine v svetli barvi z izolacijo

za preprečevanje nastanka kondenza. Vzdolžni in čelni napušč bosta znašala 0,50 m.

2.3.4 Strop nad tehničnimi prostori

Strop nad molziščem, pisarno, sanitariji in mlekarno bo izveden kot AB plošča, debeline

20 cm.

2.3.5 Stavbno pohištvo

Stavbno pohištvo v hlevu bodo predstavljala tipska okna in vrata v PVC izvedbi naslednjih

dimenzij.

Okna:

- pisarna 120/100 cm

- molzišče 250/100 cm

Zunanja vrata:

- mlekarna 250/220 cm

100/210 cm

- pisarna 100/210 cm

- vhodna vrata v hlev 100/210 cm

- rolo vrata na vsaki strani hodnika (2×) 400/400 cm

- drsna vrata 300/320 cm

245/250 cm

- vhod in izhoda za krave – drsna vrata (3×) 90/200 cm


Notranja vrata:

- sanitarij – pisarna 80/200 cm

- pisarna – mlekarna 80/200 cm

- mlekarna – molzišče 80/200 cm

2.3.6 Popis prostorov

Seznam prostorov s popisom neto površin in izvedbe tlakov je prikazana v tabeli 2.1.

Tabela 2.1: Popis prostorov

Prostor Finalni tlak Neto površina prostora [m2]

Mlekarna Epoksi premaz 20,00

Pisarna Epoksi premaz 16,65

Sanitarij Epoksi premaz 2,21

Molzišče Epoksi premaz 52,00

Krmilni hodnik Zglajen beton 227,99

Blatni hodniki Profiliran beton 279,25

Ležalne površine Guma 242,65

Prehodi Profiliran beton 44,10

SKUPAJ: 884,85


2.3.7 Območja znotraj hleva

Hlev bo razdeljen na več območij, med katerimi se krave lahko prosto gibajo. Območja so

prikazana na sliki 2.10.

Slika 2.10: Označitev območij znotraj hleva – vir: lasten

2.3.7.1 Območje A:

Na sliki 2.11 je prikazano območje A, ki predstavlja krmilni hodnik s krmilno mizo, ki bo

namenjena zauživanju krme. Krma bo pripravljena v posebni krmilno-mešani prikolici in s

traktorjem pripeljana in enakomerno porazdeljena po celotni dolžini krmilne mize. Hodnik

bo dolžine 47,30 m in svetle širine 4,91 m. Hodnik bo izdelan iz AB plošče, debeline 20

cm, katere površino bo predstavljal zglajen beton. Ob krmilni ograji bo pas krmilne mize

širine 1,00 m, ki bo zaščiten z epoksi premazom, ki dodatno varuje beton pred obrabo in

kislinskim delovanjem krme. Krave bodo imele ves čas prosti dostop do krmilne mize.

Vstop krav na krmilno mizo bo preprečevala višinska razlika med blatnim hodnikom in

krmilno mizo ter krmilna ograja, ki bo zasnovana tako, da bo lahko kmetovalec vse krave

ali katerokoli izmed njih zaprl v ograjo. Vsaka krava bo imela tako svoj prostor za

krmljenje, ki bo znašal med 0,70 m in 0,80 m. Krmilna miza bo imela koto terena +0,30 m

glede na blatni hodnik, na katerem bodo krave stale (kota terena ±0,00 m). Na drugi strani

bo hodnik mejil na steno, ki bo narejena iz lesene obloge med IPE profili v višini 1,80 m.

Ostali prostor med leseno oblogo in kritino bo zaščiten z zložljivo protivetrno mrežo, ki bo

večino časa zložena, da se zagotovi zadosten pretok zraka. Ob nizkih temperaturah ali


močnem vetru pa bo le-ta služila kot zaščita pred neugodnimi vremenskimi vplivi. Na

krmilni hodnik bo mogoče dostopati iz obeh strani skozi rolo vrata širine 4,00 m in višine

4,00 m.

Slika 2.11: Območje A – vir: lasten

2.3.7.2 Območje B:

Na sliki 2.12 je prikazano območje B. Območje B bo predstavljal blatni hodnik ob krmilni

mizi. Njegova dolžina bo enaka dolžini krmilnega hodnika in bo znašala 47,30 m. Širina

bo prilagojena glede na potrebe krav in bo zagotavljala, da bo za kravami, ki so zaprte v

krmilni ograji, še dovolj prostora za srečanje dveh krav, ki hodita prečno na krave, zaprte v

krmilni ograji. Širina hodnika mora biti med 4,00 in 4,50 m in bo v našem primeru znašala

4,00 m. Blatni hodnik bo izdelan iz AB plošče, debeline 20 cm, katere površino bo tvoril

profiliran beton, ki bo imel koto terena ±0,00 m. Blato in seč se bosta odstranjevala s


pehalom, ki samodejno v nastavljenih časovnih intervalih sčisti hodnik ter mešanico blata

in seča potisne do rešetk, kjer padeta v zalogovnik gnojevke.

Slika 2.12: Območje B – vir: lasten

2.3.7.3 Območje C:

Slika 2.13 predstavlja ležalne prostore, ki bodo namenjeni počitku krav. Ležalni prostori

bodo izdelani iz AB plošče debeline, ki bo ob dnu ležalnih prostorov znaša 18 cm na vrhu

pa 23 cm, da se omogoči 2% padec, ki zagotavlja odtekanje tekočin iz ležalnih površin.

Ležalni prostori bodo sestavljeni iz dveh enot, med katerimi sta tudi dva prehoda, da se

lahko krave prosto gibljejo med območji. Prva enota bo dolžine 24,15 m in bo imela 42

individualnih ležalnih prostorov, druga pa dolžine 5,75 m in jih bo imela 10. Razdalje med

individualnimi ležalnimi prostori - boksi bodo znašale 1,15 m in bodo zagotavljale kravam

dovolj prostora za udoben počitek. Na tla ležalnih boksov bodo nameščene profilirane

gume, ki bodo preprečevale zdrs in bodo zagotavljale večje udobje in lažje vstajanje krav.


Dolžina ležalnih prostorov bo prilagojena na mere krave tako, da ko se bo krava ulegla in

blatila, bo to blato padlo na blatni hodnik, kjer ga bo nato pehalo transportiralo do

skladišča gnojevke. V območju C bosta dve vrsti ležalnih prostorov, kar pomeni, da bodo

lahko le-ti krajši in bodo v našem primeru merili 2,00 × 2,50 m. Individualni ležalni

prostori bodo med seboj ločeni z jeklenimi loki, pritrjenimi v tla.

Slika 2.13: Območje C – vir: lasten

2.3.7.4 Območje D

Slika 2.14 prikazuje območje D - blatni hodnik, ki se bo nahajal med dvema ležalnima

enotama in bo namenjen povezavi z blatnim hodnikom pri krmilni mizi. Dolžina bo

znašala 37,70 m, debelina AB plošče pa 20 cm. Ker je to hodnik, kjer bo število krav, ki bi


se na njem srečevale, manjše, kot pri krmilni mizi, bo širina le-tega 2,50 m. Seč in blato se

bosta na enak način odvajala s pehalom.

Slika 2.14: Območje D – vir: lasten

2.3.7.5 Območje E

Na sliki 2.15 je prikazano območje E, ki bo predstavljalo ležalne površine, ki vzdolž

objekta mejijo na AB steno višine 1,50 m in IPE nosilce. Dolžina območja bo znašala

34,50 m in bo imela 30 individualnih ležalnih prostorov. Širina boksov bo večja kot v

območju C in bo znašala 2,85 m, ker so ležalni prostori enojni in se s tem kravam zagotovi

lažje vstajanje.


Slika 2.15: Območje E – vir: lasten


3 NAČRTOVANJE KORITASTIH SILOSOV

3.1 Splošno

Koritasti silosi so namenjeni skladiščenju krme za živali na kmetijskem gospodarstvu. V

njih se največkrat skladiščita koruzna in travna silaža, ki sta glavni komponenti v obroku

krav molznic. Večinoma se nahajajo v neposredni bližini hleva, s čimer se zmanjša

transportna pot in porabljen čas za pripravo obroka. Stene silosov so zgrajene monolitno na

samem mestu ali pa pripeljane in sestavljene kot prefabricirani AB elementi. Tla so

izvedena kot AB plošča ali kot asfaltna podlaga. Primer že izvedenega silosa lahko vidimo

na sliki 3.1.

Slika 3.1: Primer izvedenih koritastih silosov – Betonbearbeitung Peter Schad [21]

3.2 Določitev dimenzij in razdelitev silosov na segmente z dilatacijami

3.2.1 Določitev dimenzij silosov

Velikost silosov je odvisna od velikosti črede. Koruzna in travna silaža sta glavni

komponenti krmnega obroka. Zaradi tega je potrebno načrtovati takšen volumen silosov,

da teh komponent skozi vse leto ne more zmanjkati. Hkrati je potrebno tlorisne dimenzije

prilagoditi tako, da poteka polnjenje silosa neovirano, sam odvzem silaže pa je dovolj hiter,


da ne nastopi sekundarna fermentacija, ki povzroči gretje silaže in izgubo energijske

vrednosti.

Naštejmo zahteve, ki jih moramo upoštevati pri izbiri dimenzij:

Dolžina silosa mora biti takšna, da ob polnjenju sloj tlačenja, ki nastane ob

izpraznitvi prikolice, ni višji od 20 – 30 cm.

Minimalna širina, višina in dolžina silosa je pogojena s pogoji:

o širina, višina in dolžina silosa mora ustrezati minimalnemu tedenskemu

odvzemu, s katerim preprečimo gretje silosa. Minimalni odvzem pozimi

znaša 1,50 m, poleti pa 2,50 m na teden,

o širina silosa mora znašati 2,5-kratno širino vozila za tlačenje, oz. najmanj

6,50 m,

o višina silosa je omejena z naraščanjem napetosti na stene silosa.

Za vsako kravo molznico je na leto potrebno pripraviti 32 m3 silaže (krava z njenim

podmladkom).

Silaža bo skladiščena 52 tednov. Če privzamemo, da so polovico leta nizke in polovico leta

visoke temperature, izračunamo potrebno dolžino silosov:

26 tednov ∙ 1,50 m (zimski čas) = 39,00 m

26 tednov ∙ 2,50 m (poletni čas) = 65,00 m

Skupaj: 104,00 m

Izberemo tri prekate po 40,00 m, kar skupaj znese 120,00 m.

Širino silosa nam narekuje pogoj:

2,5 ∙ širina vozila za tlačenje ≥ 6,50 m

2,5 ∙ 2,55 m ≥ 6,50 m

6,38 m ≥ 6,50 m

Izberemo širino silosa 7,5 m.

Višino silosov izberemo in bo v našem primeru znašala 3,00 m.


V hlevu je prostora za 82 krav molznic, kar pri porabi 32 m3 na kravo znese 2624 m3

skupnega potrebnega prostora za skladiščenje silaže.

Z izbranimi dimenzijami silosov bomo letno lahko skladiščili 2700 m3 silaže.

7,50 m (širina) ∙ 3,00 m (višina) ∙ 40,00 m (dolžina) = 900 m3

900 m3 ∙ 3 (število prekatov) = 2700 m3

2700 m3 ≥ 2624 m3

3.2.2 Razdelitev silosov na segmente z dilatacijami

Zaradi velikosti objekta je potrebno v vzdolžni in prečni smeri izvesti dilatacije, da s tem

omejimo napetosti, ki vodijo k razpokanosti betona. Stene s temelji in ploščami bomo tako

v vzdolžni smeri razdelili na tri dele, kar predstavlja dve vmesni dilataciji. V prečni smeri

bomo objekt razdelili na dva dela z eno vmesno dilatacijo. Dolžina posameznih elementov

bo tako v vzdolžni smeri znašala 13,33 m, v prečni smeri pa 11,75 m. Razmerje dolžin je

tako 1,13, kar je manj kot 1,5 (zgornja priporočljiva meja). Znotraj posameznih segmentov

bomo armaturo primerno zaključili in nato naslednji segment kontaktno betonirali. Med

segmentoma tako ne bo vmesne reže. Načrt dilatacij je prikazan v prilogi tlorisa in prereza

dilatacij. Na sliki 3.2 je prikazan prerez silosa z izbranimi dimenzijami, ki smo jih določili

glede na dane pogoje.

Slika 3.2: Prerez silosov – vir: lasten


3.3 Trajnost in krovni sloj betona

3.3.1 Razredi izpostavljenosti glede na pogoje okolja

Betonska površina silosov bo zelo izpostavljena zunanjim vplivom okolja. Obravnavani

silosi se bodo nahajali v neposredni bližini hleva na prostem, kjer bodo podvrženi koroziji

zaradi karbonatizacije, saj bo beton izmenično moker in suh. Zaradi tega smo ga uvrstili v

razred XC4. Korozija zaradi kloridov ne bo nastala. Silosi bodo izpostavljeni zmrzali, zato

smo jih uvrstili v razred XF3 s pogojem, da ne bomo uporabljali sredstev za tajanje.

Največji problem za trajnost betona predstavlja kemično delovanje silaže. Silaža ima ob

siliranju PH vrednost med 6 in 6,5. Med procesom fermentacije silaži po 20 dneh PH

vrednost pade na 4. Ob času krmljenja se PH vrednost ponovno zviša na 7. Zaradi nizke

vrednosti PH silose uvrstimo v razred XA3 – močno kemično agresivno okolje. Razredi

izpostavljenosti so prikazani v tabeli 3.1, ki izhaja iz nemškega priročnika Bauteilkatalog

[13], kjer so podane vse zahteve katere moramo upoštevati pri gradnji kmetijskih objektov.

Tabela 3.1: Tabela razredov izpostavljenosti za koritaste silose - Bauteilkatalog [13]


3.3.2 Krovni sloj betona

Najprej smo določili projektno življenjsko dobo s pomočjo tabele 3.2.

Tabela 3.2: Priporočene projektne življenjske dobe - SIST EN 1990, 2004 [14]

Izbrali smo kategorijo priporočene projektne življenjske dobo S4.

Glede na razrede izpostavljenosti smo izbrali trdnostni razred betona s pomočjo tabele 3.3.

Tabela 3.3: Tabela trdnostnih razredov betona glede na razred izpostavljenosti - Bauteilkatalog,

2014 [13]

Izbrali smo trdnostni razred betona C35/45.

Krovni sloj betona smo določili z enačbo:

𝑐𝑛𝑜𝑚 = 𝑐𝑚𝑖𝑛 + ∆𝑐𝑑𝑒𝑣 ([15] 4.4.1(2)P)


𝑐𝑛𝑜𝑚 = 30𝑚𝑚 + 10𝑚𝑚

𝑐𝑛𝑜𝑚 = 40 𝑚𝑚

Kjer je:

𝑐𝑛𝑜𝑚 - nazivni krovni sloj betona

𝑐𝑚𝑖𝑛 - najmanjši krovni sloj

∆𝑐𝑑𝑒𝑣 - dovoljeno projektno odstopanje

Najmanjši krovni sloj betona:

𝑐𝑚𝑖𝑛 = 𝑚𝑎𝑥 {

𝑐𝑚𝑖𝑛,𝑏

𝑐𝑚𝑖𝑛,𝑑𝑢𝑟 + Δ𝑐𝑑𝑢𝑟,𝛾 − Δ𝑐𝑑𝑢𝑟,𝑠𝑡 − Δ𝑐𝑑𝑢𝑟,𝑎𝑑𝑑

10𝑚𝑚

} ([15] 4.4.2(2)P)

𝑐𝑚𝑖𝑛 = 𝑚𝑎𝑥 {16𝑚𝑚30𝑚𝑚10𝑚𝑚

}

𝑐𝑚𝑖𝑛 = 30 𝑚𝑚

Kjer je:

𝑐𝑚𝑖𝑛,𝑏 - najmanjša debelina krovnega sloja glede na

zahteve sprijemnosti

𝑐𝑚𝑖𝑛,𝑑𝑢𝑟 - najmanjša debelina krovnega sloja glede na

pogoje okolja

Δ𝑐𝑑𝑢𝑟,𝛾 - dodatni varnostni sloj

Δ𝑐𝑑𝑢𝑟,𝑠𝑡 - zmanjšanje najmanjše debeline krovne plasti pri

uporabi nerjavečega jekla

Δ𝑐𝑑𝑢𝑟,𝑎𝑑𝑑 - zmanjšanje najmanjše debeline krovne plasti pri

uporabi dodatne zaščite

Za zagotovitev varnega prenosa sidrnih sil in zgostitve betona mora znašati najmanjša

debelina krovnega sloga 𝑐𝑚𝑖𝑛,𝑏, katere vrednost razberemo iz tabele 3.4.


Tabela 3.4: Zahtevana najmanjša debelina krovnega sloja 𝑐𝑚𝑖𝑛,𝑏 glede sprijemnosti - SIST EN

1992-1-1, 2004 [15]

Izbrali smo največji premer palice ∅ = 16𝑚𝑚

𝑐𝑚𝑖𝑛,𝑏 = 16 𝑚𝑚

Glede na pogoje okolja določimo najmanjšo debelino krovnega sloja s pomočjo tabele 3.5.

Tabela 3.5: Zahtevane najmanjše debeline krovnega sloja betona 𝑐𝑚𝑖𝑛,𝑑𝑢𝑟 - SIST EN 1992-1-1,

2004 [15]

𝑐𝑚𝑖𝑛,𝑑𝑢𝑟 = 30 𝑚𝑚

Določili smo odstopanje debeline krovnega sloja pri projektiranju

∆𝑐𝑑𝑒𝑣 = 10 𝑚𝑚


3.4 Določitev vplivov

3.4.1 Splošno

Slovenski standardi SIST EN 1991–4:2006 kakor tudi nemški standard DIN 1055, Teil 6

ne zajemajo in ne navajajo smernic za določitev vplivov, splošnih pravil in določitev,

katerih bi se morali držati pri projektiranju koritastih silosov. V slovenskem standardu

SIST EN 1991–4:2006 (vplivi na konstrukcije – silosi in rezervoarji) so zajeti le stolpni

silosi, katerih višina je večja od premera. V tem standardu so navedene vse karakteristične

lastnosti sipkih materialov, v našem primeru pa gre za viskozno elastični material, ki se v

primeru skladiščenja obnaša povsem drugače kot sipki materiali, obenem pa imamo v fazi

spravila pridelka opravka tudi s tlačenjem silaže in tako z dodatno obremenitvijo vozila za

tlačenje.

V primeru koritastih silosov se beseda silos po svetu velikokrat ne razlaga kot oblika

konstrukcije, ampak kot oblika spravila pridela, ko se pridelek požanje, pripelje v silos,

razporedi po silosu in potlači, kasneje anaerobno1 pokrije in fermentira do končnega stanja.

3.4.2 Vplivi, ki delujejo na ploščo silosa

3.4.2.1 Določitev prostorninske teže silaže in vertikalne obtežbe na talno ploščo silosa

Vse kar smo lahko uporabili iz nemških standardov DIN 11622-1, Anhang A sta podatka o

prostorninski teži in o vertikalni obtežbi silaže na tla silosa, katerih vrednosti razberemo iz

tabele 3.6.

1 Anaerobno – brez prisotnosti zraka.


Tabela 3.6: Prostorninska teža in vertikalna obtežba silaže na tla silosa - DIN 11622-1, 2006 [17]

Kot je v tabeli 3.6 prikazano, se silaža po DIN 11622-1 razdeli v 3 razrede. V našem

primeru smo izbrali silažo razreda 3, ki vsebuje manj kot 25 % suhe snovi, s tem pa smo na

varni strani, v kolikor nam zaradi vremenskih pogojev ne uspe silirati dovolj uvele krme

(optimalna vrednost suhe snovi za travo znaša med 35 in 40 % SS in za koruzno silažo 36

% SS). V grafu 3.1 je prikazana obtežba plošče silosa.

Iz tabele razberemo:

Prostorninska teža silaže:

𝛾 = 10 𝑘𝑁

𝑚3

Vertikalna obtežba na tla silosa:

𝑞𝑣𝑘 = 𝛾 × 𝑧 (3.1)

𝑞𝑣𝑘 = 10𝑘𝑁

𝑚3× 3𝑚

𝑞𝑣𝑘 = 30 𝑘𝑁

𝑚2


Kjer je:

𝑞𝑣𝑘 - vertikalna obtežba na tla silosa

𝛾 - prostorninska teža silaže

𝑧 - višina silaže

Graf 3.1: Napetosti na tla silosa zaradi lastne teže silaže – vir: lasten

3.4.2.2 Izračun napetosti zaradi sile trenja in lepenja med podlago in ploščo

Na stiku med podlago in betonskim delom plošče se zaradi hrapavosti pojavi trenje, ki ga

je potrebno s primernimi ukrepi zmanjšati, da preprečimo dodatne napetosti v temelju in

plošči. Na pripravljeno podlago bomo položili dve plasti polietilenske folije, s čimer bomo

zmanjšali koeficient trenja in s tem zmanjšali napetosti. Pri tem je največji faktor lepenja

pri prvem premiku 0.8, kasnejši premiki so posledica trenja in so manjši. Izračunali smo

največjo natezno napetost v vzdolžni in prečni smeri:

Vzdolžna smer:

𝑁𝑠𝑥 = 𝜇 ∙ 𝛾𝐵 ∙ 𝑏 ∙ ℎ ∙𝑙

2 (3.2)

𝑁𝑠𝑥 = 0,8 ∙ 25𝑘𝑁

𝑚3∙ 1𝑚 ∙ 0,25𝑚 ∙

13,33𝑚

2

𝑁𝑠𝑥 = 33,33 𝑘𝑁/𝑚


Prečna smer:

𝑁𝑠𝑦 = 𝜇 ∙ 𝛾𝐵 ∙ 𝑏 ∙ ℎ ∙𝑙

2 (3.3)

𝑁𝑠𝑦 = 0,8 ∙ 25𝑘𝑁

𝑚3∙ 1𝑚 ∙ 0,25𝑚 ∙

11,75𝑚

2

𝑁𝑠𝑦 = 29,4 𝑘𝑁/𝑚

Kjer je:

𝑁𝑠𝑦 , 𝑁𝑠𝑥 - natezna sila v prečni in vzdolžni smeri

𝜇 - faktor lepenja

𝛾𝐵 - specifična teža betona

𝑏, ℎ, 𝑙 - dimenzije segmentov plošče

3.4.3 Vplivi, ki delujejo na stene silosa

3.4.3.1 Izračun horizontalnih vplivov na stene silosov

3.4.3.1.1 Splošno

Za določitev horizontalnih obtežb smo izhajali iz švedskega znanstvenega članka, kjer je

skupina profesorjev švedske Fakultete za agronomijo in skupina inženirjev podjetja

Heidelberg Cement Group [18] primerjala empirične enačbe, ki so v uporabi pri gradnji

silosov po svetu, in na podlagi poizkusov podala nove smernice za določitev vplivov.

Njihov glavni cilj je bil, preurediti obstoječe enačbe s pomočjo novih raziskav in tako

omogočiti cenejšo izvedbo silosov za kmetovalce. Obstoječe enačbe so namreč pripeljale

do večjih vrednosti vplivov, kot se je to pokazalo v preizkusu.

3.4.3.1.2 Opis problema

Trend gradnje koritastih silosov je v vedno višjih stenah, saj s tem zmanjšamo stroške

gradnje in potrebe po prostoru, ki ga namenimo za gradnjo le-teh. Švedski standardi, ki

določajo obtežbo, so s časom postali zastareli. Določajo jih enačbe za stene do višine treh

metrov, kar pa je v današnjih časih standardna mera, na večjih kmetijah po svetu pa že

spodnja meja višine sten. Ti standardi vsebujejo enačbe, ki bistveno povečajo obtežbo v


primerjavi z novimi raziskavami, kar vodi k dražji izvedbi zaradi predimenzioniranja

elementov.

Dimenzioniranje sten je odvisno od horizontalne obtežbe, ki jo povzroča silaža med

polnjenjem in med skladiščenjem v silosu. Pri skladiščenju silaže nastane tudi neke vrste

hidrostatični pritisk zaradi silažne tekočine, ki nastane med procesom fermentacije. Pri

določitvi obtežbe je ključnega pomena, da znamo določiti, do katere višine se dvigne nivo

nasičenosti s silažno tekočino.

3.4.3.1.3 Trenutni standardi in smernice, ki določajo izračun horizontalne obtežbe na

stene silosa1

Raziskave obtežb silaže potekajo že dlje časa. Različni avtorji navajajo različne enačbe za

določitev obtežb in različne pristope k reševanju problemov. V grafu 3.2 je prikazana

horizontalna obtežba zaradi delovanja silažne mase po različnih pristopih oz. avtorjih.

Navpična os predstavlja razdaljo v metrih od vrha silažne mase, vodoravna os pa

pripadajočo horizontalno obtežbo v kN/m2. Oznaka »G« predstavlja travno, oznaka »M«

pa koruzno silažo.

Graf 3.2: Primerjava različnih smernic in standardov za izračun horizontalne obtežbe sten - Hans

E. von Wachenfelt in drugi, 2014 [18]

1 Povzeto po: Hans E. von Wachenfelt in drugi, 2004 [18]


3.4.3.1.4 Opis izvedbe poizkusa1

Vsaki silos je vseboval dve merilni letvi, na katerih so bili nameščeni po štirje senzorji.

Prvi je bil nameščen pet centimetrov od tal, ostali pa so bili na medsebojni razdalji enega

metra. Senzorji so beležili napetosti v času polnjenja in v obdobju do štirih mesecev po

polnjenju. Ob polnjenju so beležili napetosti, ki so nastale zaradi postopnega polnjenja s

silažno maso (v plasteh po 25 cm). Ločeno so merili napetosti ob prehodu vozila za

tlačenje, hkrati pa so za vsako meritev izmerili razdaljo zunanjega roba koles do roba

silosa. Ob steno silosov so namestili cevi, s katerimi so merili višino silažne tekočine v

obdobju od polnjenja do štirih mesecev po polnjenju.

3.4.3.1.5 Prikaz rezultatov2

3.4.3.1.5.1 Napetost ob polnjenju silosa

Podatke o napetosti ob polnjenju s silažo so prikazali v grafu 3.3. Graf na navpični osi

prikazuje razdaljo od vrha silosa, na vodoravni osi pa pripadajočo napetost. Izrisana je

premica (označena s črno barvo), ki prikazuje 95% fraktilo. Za dimenzioniranje je

potrebno uporabiti vrednosti desno od nje, ki so označene z zelenimi trikotniki. Zabeležili

so največjo napetost 16 kPa.

Graf 3.3: Napetosti na steno silosa v času polnjenja - Hans E. von Wachenfelt in drugi, 2014 [18]




3.4.3.1.5.2 Napetost po polnjenju silosa z upoštevanjem prisotnosti silažne tekočine

Ob merjenju napetosti po polnjenju so opazili, da se viša nivo silažne tekočine. Zaradi tega

se spreminjajo napetosti po višini stene. Iz analiziranih rezultatov je razvidno, da je srednja

vrednost silažne tekočine pri 40% višini stene. Med polnjenjem silosa ni bilo zaznane

nobene prisotnosti tekočine, ta se začne nabirati po polnjenju silosa. Zabeležili so podatek,

da je po treh mesecih višina tekočine najvišja in se nahaja na 50 % višine sten. Izmerili so

najvišjo vrednost napetosti 22 kPa od enega do štirih mesecev po polnjenju na globini

štirih metrov. V tabeli 3.7 je razvidno, kako se začetna napetost ob polnjenju silosa na

globini enega in dveh metrov od vrhnjega roba po enem do štirih mesecih zmanjša,

medtem ko se napetost na globini treh in štirih metrov ob prisotnosti tekočine poveča.

Tabela 3.7: Vpliv silažne tekočine na napetost, ki deluje na stene silosa - Hans E. von Wachenfelt

in drugi, 2014 [18]

Z analizo zbranih podatkov za napetosti po polnjenju je izdelan graf 3.4, ki prikazuje

napetosti z upoštevanjem silažne tekočine. S črno črto je označena 95% fraktila, z zelenimi

trikotniki priporočeno območje za dimenzioniranje, kot primerjava pa je dodana črtkana

črta, ki predstavlja švedski standard JBR (SJV, 1995).

Graf 3.4: Napetosti na steno silosa v času od 1-4 mesecev po polnjenju silosa - Hans E. von

Wachenfelt in drugi, 2014 [18]


3.4.3.1.5.3 Napetost zaradi prehoda vozila za tlačenje

Pri vseh zabeleženih vrednostih ob tlačenju največjo napetost povzročajo prehodi vozila za

tlačenje tik ob steni (0,10 m). Največje napetosti nastanejo v globini 0,50 do 1,00 m pod

vozilom. Z večanjem globine nato napetosti padajo. Napetost v globini od 0,50 do 1,00 m

je ves čas konstantna od tlačenja pri dnu do vrhnjih slojev silosa, medtem ko obtežba svojo

največjo vrednost doseže, ko se vozilo nahaja na vrhu silosa. Graf 3.5 na vodoravni osi

prikazuje razdaljo od vrha silosa, na navpični osi pa pripadajočo napetost. Izrisana je

črtkasta parabola (označena z rdečo barvo), ki prikazuje 95% fraktilo. Za dimenzioniranje

je potrebno uporabiti vrednosti desno od nje, ki so označene z zelenimi trikotniki.

Graf 3.5: Napetosti na steno silosa zaradi prehoda vozila za tlačenje - Hans E. von Wachenfelt in

drugi, 2014 [18]

Za določitev obtežbe, ki jo povzroča vozilo za tlačenje, ni bilo podane enačbe za izračun.

Iz tabele 3.8 je razvidno, da kombinacija obtežb z obtežbo stroja za tlačenje ni dominantna

obtežbna kombinacija, zato lahko izračun le-te zanemarimo. V našem primeru imamo

opravka tudi z manjšo maso vozila, ki znaša 7,7 t, vozilo v preizkusu pa je imelo maso 11

t, zaradi česar lahko dodatno zatrdimo, da ta obtežba ne bo dominantna. V tabeli je v levem

stolpcu, ki je označen z rdečo barvo, prikazana projektna vrednost upogibnega momenta za

kombinacijo obtežb za mejno stanje nosilnosti (obtežba silaže in obtežba vozila za

tlačenje), v desnem stolpcu pa projektna vrednost upogibnega momenta, ki ga povzroči

silaža v času, ko je prisotna silažna tekočina. Slednje vrednosti so večje, kar pomeni, da je

za dimenzioniranje sten dominantna obtežba silaže s prisotnostjo silažne tekočine.


Tabela 3.8: Vrednosti upogibnih momentov različnih obtežbnih kombinacij - Hans E. von

Wachenfelt in drugi, 2014 [18]

3.4.3.1.6 Določitev horizontalne obtežbe na stene silosa s pomočjo novih smernic

Za mejno stanje nosilnosti smo določili dva obtežbna primera:

Obtežbni primer polnjenja silosa:

o obtežba silaže brez vpliva silažne tekočine,

o obtežba vozila za tlačenje.

Obtežbni primer v času skladiščenja:

o obtežba silaže z vsebnostjo silažne tekočine.


3.4.3.1.6.1 Obtežbni primer polnjenja silosa

Obtežba silaže brez vpliva silažne tekočine se izračuna s pomočjo enačbe 3.4. Na grafu 3.6

je razviden potek napetosti v odvisnosti od višine stene.

𝑞ℎ1𝑘 = 4 + 3𝑥 [𝑘𝑁

𝑚2] (3.4)

Kjer je:

𝑞ℎ1𝑘 - horizontalna obtežba zaradi silaže v 𝑘𝑁

𝑚2

𝑥 - razdalja do želene vrednosti napetosti

Graf 3.6: Napetosti na steno silosa zaradi silaže – vir: lasten

Obtežba vozila za tlačenje:

V našem primeru te obtežbe nismo izračunali, saj ni podana enačba za izračun, obtežba pa

ne predstavlja dominantne vrednosti obtežbnega primera.

3.4.3.1.6.2 Obtežbni primer v času skladiščenja

Obtežba silaže z vplivom silažne tekočine smo izračunali s pomočjo enačb 3.5 in 3.6. Na

grafu 3.7 je razviden potek napetosti v odvisnosti od višine stene.

𝑞ℎ2𝑘 = 9 + 2𝑥 [𝑘𝑁

𝑚2] za 𝑥 ≤ 2 (3.5)


in

𝑞ℎ2𝑘 = 13 + 5 ∙ (𝑥 − 2) [𝑘𝑁

𝑚2] za 2 < 𝑥 ≤ 4 (3.6)

Kjer je:

𝑞ℎ2𝑘 - horizontalna obtežba zaradi silaže s prisotnostjo

silažne tekočine v 𝑘𝑁

𝑚2

𝑥 - razdalja do želene vrednosti napetosti

Graf 3.7: Napetosti na steno silosa zaradi silaže z vsebnostjo silažne tekočine – vir: lasten

3.4.4 Vpliv zaradi krčenja betona

Zaradi naknadnega betoniranja sten silosa na že delno strjeno betonsko ploščo pride v

stenah do dodatnih napetosti zaradi preprečenega skrčka ob sušenju betona. V nadaljevanju

smo podali osnovne enačbe za izračun deformacije zaradi krčenja, ki izhajajo iz standarda

SIST EN 1992. V našem primeru smo armaturo zaradi krčenja določiti s pomočjo tabel v

poglavju dimenzioniranja.


3.4.4.1 Celotna deformacija krčenja betona

𝜀𝑐𝑠 = 𝜀𝑐𝑑 + 𝜀𝑐0 ([15]3.1.4(6))

Kjer so:

𝜀𝑐𝑠 - celotna deformacija krčenja

𝜀𝑐𝑑 - deformacija krčenja zaradi sušenja

𝜀𝑐0 - deformacija zaradi avtogenega krčenja

Končna vrednost krčenja zaradi sušenja:

𝜀𝑐𝑑 = 𝑘ℎ ∙ 𝜀𝑐𝑑,0 ([15]3.1.4(6))

Kjer so:

ℎ0 - nazivna velikost prereza

𝑘ℎ - koeficient, ki je odvisen od nazivne velikosti ℎ0

𝜀𝑐𝑑,0 - osnovna deformacija krčenja zaradi sušenja

ℎ0 =2𝐴𝑐

𝑢 ([15]3.1.4(5))

Kjer je:

𝐴𝑐 - ploščina prečnega prereza betona

𝑢 - obseg dela betonskega prereza, ki je izpostavljen sušenju

Določitev koeficienta 𝑘ℎ([15]3.1.4(6)):

Tabela 3.9: Vrednosti za 𝑘ℎ

ℎ0 𝑘ℎ

100 1,0

200 0,85

300 0,75

≥ 500 0,7

𝑘ℎ =1

Osnovna deformacija krčenja zaradi sušenja:

𝜀𝑐𝑑,0 = 0,85 ∙ [(220 + 110 ∙ 𝛼𝑑𝑠,1) ∙ 𝑒(−𝛼𝑑𝑠,2∙

𝑓𝑐𝑚𝑓𝑐𝑚𝑜

)] ∙ 10−6 ∙ 𝛽𝑅𝐻


([15]Dodatek B; B.2 (1))

𝛽𝑅𝐻 = 1,55 ∙ [1 − (𝑅𝐻

𝑅𝐻0)

3

] ([15]Dodatek B; B. 2(1))

Kjer so:

𝑓𝑐𝑚𝑜 - 10MPa

𝛼𝑑𝑠,1 - koeficient, odvisen od vrste cementa

= 3 za cement razreda S

= 4 za cement razreda N

= 6 za cement razreda R

𝛼𝑑𝑠,2 - koeficient, odvisen od vrste cementa

= 0,13 za cement razreda S

= 0,12 za cement razreda N

= 0,11 za cement razreda R

RH - relativna vlažnost okolice (%)

𝑅𝐻0 - 100 %

Deformacije zaradi avtogenega krčenja:

𝜀𝑐0(𝑡) = 𝛽𝑎𝑠(𝑡) ∙ 𝜀𝑐𝑎(∞) ([15]3.1.4(6))

𝜀𝑐𝑎(∞) = 2,5 ∙ (𝑓𝑐𝑘 − 10) ∙ 10−6 ([15]3.1.4(6))

𝛽𝑎𝑠(𝑡) = 1 − 𝑒−0,2∙√𝑡 ([15]3.1.4(6))

Kjer je:

t - podan v dnevih


3.4.5 Projektne vrednosti vplivov in določitev kombinacij vplivov

3.4.5.1 Mejno stanje nosilnosti - kombinacija vplivov za stalna in začasna projektna

stanja1

3.4.5.1.1 Splošno

Kombinacija vplivov se lahko izrazi kot:

∑ 𝛾𝐺,𝑗𝐺𝑘,𝑗" + "𝛾𝑝𝑃" + "𝛾𝑄,1Q𝑘,1" + "

𝑗≥1

∑ 𝛾𝑄,𝑖Ψ𝑜,𝑖𝑄𝑘,𝑖

𝑖>1

([14]6.4.3.2(3))

Ali alternativno za mejna stanja STR in GEO z neugodnejšim od naslednjih dveh izrazov:

∑ 𝛾𝐺,𝑗𝐺𝑘,𝑗" + "𝛾𝑝𝑃" + "𝛾𝑄,1Ψ0,1Q𝑘,1" + "

𝑗≥1


𝑖>1

([14]6.4.3.2(3))

∑ 𝜉𝑗𝛾𝐺,𝑗𝐺𝑘,𝑗" + "𝛾𝑝𝑃" + "𝛾𝑄,1Q𝑘,1" + "

𝑗≥1


𝑖>1

([14]6.4.3.2(3))

Kjer je:

" + " - pomeni " kombinirano z "

∑ - pomeni " kombinirano učinek "

ξ - redukcijski faktor za neugodne stalne vplive G

Določili smo kombinacijo vplivov, ki predstavlja dominantno obremenitev na stene in tla

silosa - primer vpliva silaže z vsebnostjo silažne tekočine. Ta vpliv je predstavljal največji

in edini vpliv v kombinaciji. Deluje večino časa, zato ga privzamemo kot stalni in ne

spremenljivi vpliv. Iz tabele 3.10 smo odčitali vrednosti za ξ in 𝛾. Uporabili smo enačbe

3.7, 3.8 in 3.9 s katerimi smo dobili največje obremenitve.

1 SIST EN 1990, 2004 [14]


Tabela 3.10: Projektne vrednosti vplivov (STR/GEO) - SIST EN 1990, 2004 [14]

3.4.5.1.2 Vertikalni vpliv na tla silosa (lastna teža silaže)

S pomočjo enačbe 3.7 smo določili projektno obtežbo na tla silosa, katera je prikazana v

grafu 3.8.

𝑞𝑣𝑑 = 1,35 ∙ 𝛾 ∙ 𝑧 (3.7)

𝑞𝑣𝑑 = 1,35 ∙ 10𝑘𝑁

𝑚3∙ 3𝑚

𝑞𝑣𝑑 = 40,5 𝑘𝑁

𝑚2

Graf 3.8: Projektne napetosti na tla silosa zaradi lastne teže silaže – vir: lasten


3.4.5.1.3 Horizontalni vpliv na stene silosa

Projektne obtežbe na stene silosa smo izračunali s pomočjo enačb 3.8 in 3.9. Rezultati so

predstavljeni v grafu 3.9

𝑞ℎ2𝑑 = 1,35 ∙ (9 + 2 ∙ 𝑥) [𝑘𝑁

𝑚2] za 𝑥 ≤ 2 (3.8)

𝑞ℎ2𝑑 = 1,35 ∙ (13 + 5 ∙ (𝑥 − 2)) [𝑘𝑁

𝑚2] za 2 < 𝑥 ≤ 4 (3.9)

Graf 3.9: Projektne napetosti na stene silosa zaradi silaže – vir: lasten

3.4.5.2 Mejno stanje uporabnosti

Obtežbne kombinacije smo izračunali s pomočjo spodnjih treh enačb.

Karakteristična kombinacija:

∑ 𝐺𝑘,𝑗" + "𝑃" + "Q𝑘,1" + "

𝑗≥1

∑ Ψ𝑜,𝑖𝑄𝑘,𝑖 ([14]6.5.3(2))

𝑖>1

Pogosta kombinacija:

∑ 𝐺𝑘,𝑗" + " 𝑃" + "Ψ1,1Q𝑘,1" + "

𝑗≥1

∑ Ψ2,𝑖𝑄𝑘,𝑖

𝑖>1

([14]6.5.3(2))

Navidezno stalna kombinacija:

∑ 𝐺𝑘,𝑗" + " 𝑃" +

𝑗≥1

∑ Ψ2,𝑖𝑄𝑘,𝑖 ([14]6.5.3(2))

𝑖≥1


Za vse kombinacije so bile obremenitve enake, saj v našem primeru nismo imeli

spremenljive obtežbe. Vrednosti so dobljene s pomočjo enačb 3.10 in 3.11, katere so

predstavljene na grafu 3.10.

Navidezno stalna kombinacija:

𝑞𝑘 = 9 + 2 ∙ 𝑥 [𝑘𝑁

𝑚2] za 𝑥 ≤ 2 (3.10)

𝑞𝑘 = 13 + 5 ∙ (𝑥 − 2) [𝑘𝑁

𝑚2] za 2 < 𝑥 ≤ 4 (3.11)

Graf 3.10: Projektne napetosti za mejno stanje uporabnosti – vir: lasten

3.5 Dimenzioniranje

Dimenzioniranje je izvedeno s standardom - SIST EN 1992-1-1, 2004 [15]

3.5.1 Mejno stanje nosilnosti

3.5.1.1 Projektne tlačne trdnosti

Projektna tlačna trdnost betona:

𝑓𝑐𝑑 =𝛼𝑐𝑐𝑓𝑐𝑘

𝛾𝑐 ([15]3.1.6(1)P)

𝑓𝑐𝑑 =0,85 ∙ 35

1,5


𝑓𝑐𝑑 = 19,8 𝑀𝑃𝑎

Kjer je:

𝑓𝑐𝑑 - projektna tlačna trdnost betona

𝛾𝑐 - delni varnostni faktor za beton

𝛼𝑐𝑐 - koeficient, ki upošteva dolgotrajne učinke obtežbe in

neugodne učinke nanosa obtežbe na tlačno trdnost betona

𝑓𝑐𝑘 - karakteristična tlačna trdnost betona

Projektna tlačna trdnost jekla S500B:

𝑓𝑦𝑑 =𝑓𝑦𝑘

𝛾𝑠

𝑓𝑦𝑑 =500

1,15

𝑓𝑦𝑑 = 435 𝑀𝑃𝑎

Kjer je:

𝑓𝑦𝑑 - projektna tlačna trdnost jekla

𝛾𝑠 - delni varnostni faktor za jeklo

𝑓𝑦𝑘 - karakteristična meja elastičnosti armature

3.5.1.2 Dimenzioniranje sten silosov

3.5.1.2.1 Dimenzioniranje sten glede na horizontalno obremenitev silažne mase

3.5.1.2.1.1 Notranje statične količine

V grafu 3.11 sta prikazana diagrama upogibnih momentov in prečnih sil.


Graf 3.11: MSN - Prečna sila (levo) in upogibni moment (desno) – vir: lasten

3.5.1.2.1.2 Določitev vertikalne armature

Določitev statične višine

Debelina stene bo znašala 25 cm. Predpostavili smo, da bomo vgradili armaturne palice

Φ14 mm.

𝑑 = 𝑏 − 𝑐𝑛𝑜𝑚 −Φ14

2 (3.12)

𝑑 = 25 − 4 −1,4

2

𝑑 = 20,3 𝑐𝑚

Izračunali smo potrebno armaturo s pomočjo ω – tabel iz tabele 3.11:

𝜇𝐸𝑑𝑠 =𝑀𝐸𝑑𝑠

𝑏 ∙ 𝑑2 ∙ 𝑓𝑐𝑑 (3.13)

𝜇𝐸𝑑𝑠 =67,5𝑘𝑁𝑚/𝑚

1𝑚 ∙ 0,2032𝑚2 ∙ 19,8 ∙ 103𝑘𝑁/𝑚2

𝜇𝐸𝑑𝑠 =0,08273

S pomočjo linearne interpolacije odčitanih vrednosti smo dobili:

𝜔1 = 0,0866

𝜀𝑐2 = −3,103‰

𝜀𝑠1 = 25‰


𝐴𝑠1 =𝜔1 ∙ 𝑏 ∙ 𝑑 ∙ 𝑓𝑐𝑑

𝑓𝑦𝑑 (3.14)

𝐴𝑠1 =0,0866 ∙ 1𝑚 ∙ 0,203𝑚 ∙ 19,8 ∙ 103𝑘𝑁/𝑚2

435 ∙ 103𝑘𝑁/𝑚2

𝐴𝑠1 = 8,00 𝑐𝑚2

Izbrali smo armaturo Φ14 na razdalji 15 cm. 𝐴𝑠,𝑑𝑒𝑗 = 10,28 𝑐𝑚2/𝑚 (6,675𝜙14/𝑚)

Izbira in postavitev armature je prikazana na sliki 3.3.

Slika 3.3: Prerez dela stene pri dnu

Na višini 1,00 m od vpetja plošče se upogibni momenti zmanjšajo na vrednost 27,9 kNm.

Od tukaj naprej bo po višini stene obremenitve prenašala mrežna armatura tipa Q.

Določitev statične višine:

Debelina stene na 1,00 m od vpetja znaša 23,3 cm. Predpostavili smo, da bomo vgradili

armaturno mrežo tipa Q385, katere premer palic znaša 7 mm.

𝑑 = 𝑏 − 𝑐𝑛𝑜𝑚 −Φ7

2 (3.15)

𝑑 = 23,3 − 4 −0,7

2

𝑑 = 18,95 𝑐𝑚

Izračunali smo potrebno armaturo s pomočjo ω – tabel, katerih vrednosti so prikazane v

tabeli 3.11.

𝜇𝐸𝑑𝑠 =𝑀𝐸𝑑𝑠

𝑏 ∙ 𝑑2 ∙ 𝑓𝑐𝑑 (3.16)


𝜇𝐸𝑑𝑠 =27,9𝑘𝑁𝑚/𝑚

1𝑚 ∙ 0,18952𝑚2 ∙ 19,8 ∙ 103𝑘𝑁/𝑚2

𝜇𝐸𝑑𝑠 =0,0392

S pomočjo linearne interpolacije odčitanih vrednosti smo dobili:

𝜔1 = 0,0402

𝜀𝑐2 = −1,74‰

𝜀𝑠1 = 25‰

𝐴𝑠1 =𝜔1 ∙ 𝑏 ∙ 𝑑 ∙ 𝑓𝑐𝑑

𝑓𝑦𝑑 (3.17)

𝐴𝑠1 =0,0402 ∙ 1𝑚 ∙ 0,1895𝑚 ∙ 19,8 ∙ 103𝑘𝑁/𝑚2

435 ∙ 103𝑘𝑁/𝑚2

𝐴𝑠1 = 3,45 𝑐𝑚2

Izbrali smo armaturne mreže Q385, 𝐴𝑠,𝑑𝑒𝑗 = 3,85 𝑐𝑚2/m.

Tabela 3.11: ω – tabela za izračun potrebne armature


3.5.1.2.1.3 Preverjanje strižne odpornosti prereza

Elementi, v katerih strižna armatura računsko ni potrebna:

Projektna vrednost strižne odpornosti:

𝑉𝑅𝑑,𝑐 = [𝐶𝑅𝑑,𝑐𝑘(100𝜌1𝑓𝑐𝑘 )1 3⁄ + 𝑘1𝜎𝑐𝑝]𝑏𝑤𝑑 ([15]6.2.2(1))

𝑉𝑅𝑑,𝑐 = [0,12 ∙ 1,993 ∙ (100 ∙ 0,00506 ∙ 35)1 3⁄ ] ∙ 1000 ∙ 203

𝑉𝑅𝑑,𝑐 = 126,55 𝑘𝑁

Z najmanjšo vrednostjo:

𝑉𝑅𝑑,𝑐 = (𝜈𝑚𝑖𝑛 + 𝑘1𝜎𝑐𝑝)𝑏𝑤𝑑 ([15]6.2.2(1))

𝑉𝑅𝑑,𝑐 = 0,583 ∙ 1000 ∙ 203

𝑉𝑅𝑑,𝑐 = 118,349 𝑘𝑁

𝑉𝑅𝑑,𝑐 ≥ 𝑉𝐸𝑑 → 126,55 kN ≥ 50,625 kN

𝐶𝑅𝑑,𝑐 = 0,18/𝛾𝑐

𝐶𝑅𝑑,𝑐 =0,18

1,5

𝐶𝑅𝑑,𝑐 = 0,12

𝑘 = 1 + √200

𝑑≤ 2,0

𝑘 = 1 + √200

203≤ 2,0

𝑘 = 1,993 ≤ 2,0


𝜌1 =𝐴𝑠𝑙

𝑏𝑤𝑑≤ 0,02

𝜌1 =10,28𝑐𝑚2

100𝑐𝑚 ∙ 20,3𝑐𝑚≤ 0,02

𝜌1 = 0,00506 ≤ 0,02

𝜈𝑚𝑖𝑛 = 0,035𝑘3/2𝑓𝑐𝑘1/2

𝜈𝑚𝑖𝑛 = 0,035 ∙ 1,9933/2 ∙ 351/2

𝜈𝑚𝑖𝑛 = 0,583

kjer je:

𝑉𝑅𝑑,𝑐 - projektna strižna odpornost

𝜌1 - stopnja armiranja z vzdolžno armaturo

𝑏𝑤 - najmanjša širina prečnega prereza v območju natezne

cone

𝐴𝑠𝑙 - ploščina prereza natezne armature

3.5.1.2.2 Določitev potrebne armature za prevzem napetosti, ki nastanejo zaradi krčenja in

hidratacije betona

Za določitev armature, s katero bomo preprečili razpokanost betona, ki je posledica

betoniranja sten na že delno strjeno betonsko podlago, smo privzeli naslednje podatke:

upoštevana relativna vlažnost 70 %,

upoštevana zunanja temperatura 20° Celzija,

upoštevan faktor 𝑘𝑧,𝑡 zaradi krčenja 1,0, katerega smo uporabili iz tabele 3.12.

Tabela 3.12: Vrednosti faktorja 𝑘𝑧,𝑡 glede na vsebnost cementa in starost betona:


Minimalno armaturo, ki je potrebna zaradi krčenja betona, smo odčitali iz grafa 3.12.

Zaradi krčenja je potrebno vgraditi 10 cm2/m armature (palice Φ12).

Graf 3.12: Graf za določitev armature zaradi krčenja (minimalna armatura, označena z rdečo

piko) - Günter Mayer, Ralf Mayer, 2007 [20]

Minimalno armaturo, ki je potrebna zaradi hidratacije, smo prav tako odčitali iz grafa 3.13.

Zaradi hidratacije je potrebno vgraditi 6,9 cm2/m armature (palice Φ12).


Graf 3.13: Graf za določitev armature zaradi hidratacije (minimalna armatura, označena z rdečo

piko) - Günter Mayer, Ralf Mayer, 2007 [20]

Merodajno armaturo predstavlja vpliv zaradi krčenja. Vgradili bomo 10 cm2/m armature

(palice Φ12).

V stenah smo že predvideli mrežno armaturo Q385 (kot vertikalna armatura). Za prevzem

horizontalnih napetosti bomo k njej dodali potrebni preostanek armature kot armaturne

palice. Za horizontalno armaturo bomo namestili:

𝐴𝑠,ℎ = 10𝑐𝑚2 − 𝐴𝑠,ℎ,𝑄385

𝐴𝑠,ℎ = 10𝑐𝑚2 − 3,85𝑐𝑚2

𝐴𝑠,ℎ = 6,15 𝑐𝑚2/𝑚

Zraven armaturne mreže Q385 bomo namestili palice Φ12 na 15 cm. 𝐴𝑠,𝑑𝑒𝑗 = 11,4𝑐𝑚2/𝑚


3.5.1.2.2.1 Detajliranje armature sten silosa

Največji in najmanjši prerez navpične armature:

𝐴𝑠,𝑣,𝑚𝑖𝑛 ≥ 0,002𝐴𝑐 ([15]9.6.2(1))

𝐴𝑠,𝑣,𝑚𝑖𝑛 ≥ 0,002 ∙ 25 ∙ 100

𝐴𝑠,𝑣,𝑚𝑖𝑛 ≥ 5 𝑐𝑚2/𝑚

𝐴𝑠,𝑣,𝑚𝑎𝑥 ≤ 0,04𝐴𝑐 ([15]9.6.2(1))

𝐴𝑠,𝑣,𝑚𝑎𝑥 ≤ 0,04 ∙ 25 ∙ 100

𝐴𝑠,𝑣,𝑚𝑎𝑥 ≤ 100 𝑐𝑚2/𝑚

𝐴𝑠,𝑣,𝑚𝑖𝑛 ≤ 𝐴𝑠,𝑣,𝑑𝑒𝑗 ≤ 𝐴𝑠,𝑣,𝑚𝑎𝑥

5 𝑐𝑚2/𝑚 ≤ 10,28 𝑐𝑚2/𝑚 (Φ14/15) ≤ 100 𝑐𝑚2/𝑚

Najmanjši prerez horizontalne armature in največja razdalja med dvema sosednjima

palicama:

𝐴𝑠,ℎ,𝑚𝑖𝑛 ≥ 𝑚𝑎𝑥 {0,25𝐴𝑠,𝑣

0,001𝐴𝑐

} ([15]9.6.3(1))

𝐴𝑠,ℎ,𝑚𝑖𝑛 ≥ 𝑚𝑎𝑥 {0,25 ∙ 10,28

0,001 ∙ 25 ∙ 100}

𝐴𝑠,ℎ,𝑚𝑖𝑛 ≥ 𝑚𝑎𝑥 {2,6𝑐𝑚2/𝑚

2,5𝑐𝑚2/𝑚}

𝐴𝑠,ℎ,𝑚𝑖𝑛 ≥ 2,6 𝑐𝑚2/𝑚

𝐴𝑠,ℎ,𝑚𝑖𝑛 ≤ 𝐴𝑠,ℎ,𝑑𝑒𝑗

2,6𝑐𝑚2/𝑚 ≤ 3,85𝑐𝑚2/𝑚 (𝑄385)

𝑠𝑚𝑎𝑥 ≤ 400 𝑚𝑚 ([15]9.6.3(1))

𝑠𝑚𝑎𝑥 ≥ 𝑠𝑑𝑒𝑗


400 𝑚𝑚 ≥ 100 𝑚𝑚 (𝑄385)

Sidranje in prekrivanje vertikalne armature Φ14:

Projektna natezna trdnost betona:

𝑓𝑐𝑡𝑑 =𝛼𝑐𝑡𝑓𝑐𝑡𝑘,0.05

𝛾𝑐 ([15]3.1.6(2)P)

𝑓𝑐𝑡𝑑 =0,85 ∙ 2,2

1,5

𝑓𝑐𝑡𝑑 = 1,25 𝑀𝑃𝑎

Mejna napetost sidranja:

𝑓𝑏𝑑 = 2,25𝜂1𝜂2𝑓𝑐𝑡𝑑 ([15]8.4.2(2))

𝑓𝑏𝑑 = 2,25 ∙ 1 ∙ 1 ∙ 1,25

𝑓𝑏𝑑 = 2,813 𝑀𝑃𝑎

Osnovna sidrna dolžina:

𝑙𝑏,𝑟𝑞𝑑 =𝜙

4∙

𝑓𝑦𝑑

𝑓𝑏𝑑 ([15]8.4.3(2))

𝑙𝑏,𝑟𝑞𝑑 =1,4𝑐𝑚

4∙

435𝑀𝑃𝑎

2,813𝑀𝑃𝑎

𝑙𝑏,𝑟𝑞𝑑 = 54,13 𝑐𝑚

Projektna sidrna dolžina:

𝑙𝑏𝑑 = 𝛼1𝛼2𝛼3𝛼4𝛼5𝑙𝑏,𝑟𝑞𝑑 ≥ 𝑙𝑏,𝑚𝑖𝑛 ([15]8.4.4(1))

𝑙𝑏𝑑 = 0,7 ∙ 0,71 ∙ 1 ∙ 1 ∙ 54,13𝑐𝑚 ≥ 17𝑐𝑚

𝑙𝑏𝑑 = 27 𝑐𝑚 ≥ 17 𝑐𝑚

Projektna dolžina prekrivanja:

𝑙0 = 𝛼1𝛼2𝛼3𝛼5𝛼6𝑙𝑏,𝑟𝑞𝑑 ≥ 𝑙0,𝑚𝑖𝑛 ([15]8.7.3(1))

𝑙0 = 1 ∙ 0,72 ∙ 1 ∙ 1 ∙ 1,5 ∙ 54,13𝑐𝑚 ≥ 25𝑐𝑚

𝑙0 = 59 𝑐𝑚 ≥ 25 𝑐𝑚


Prekrivanje horizontalne armature Φ12:



4∙

𝑓𝑦𝑑

𝑓𝑏𝑑 ([15]8.4.3(2))

𝑙𝑏,𝑟𝑞𝑑 =1,2𝑐𝑚

4∙

435𝑀𝑃𝑎

2,813𝑀𝑃𝑎

𝑙𝑏,𝑟𝑞𝑑 = 46 𝑐𝑚



𝑙𝑏𝑑 = 0,7 ∙ 0,7 ∙ 1 ∙ 1 ∙ 1 ∙ 46,4𝑐𝑚 ≥ 14𝑐𝑚

𝑙𝑏𝑑 = 23 𝑐𝑚 ≥ 14 𝑐𝑚



𝑙0 = 1 ∙ 0,72 ∙ 1 ∙ 1 ∙ 1,5 ∙ 46,4𝑐𝑚 ≥ 21𝑐𝑚

𝑙0 = 50 𝑐𝑚 ≥ 25 𝑐𝑚

Prekrivanje horizontalne armature Φ10:



4∙

𝑓𝑦𝑑

𝑓𝑏𝑑 ([15]8.4.3(2))

𝑙𝑏,𝑟𝑞𝑑 =1𝑐𝑚

4∙

435𝑀𝑃𝑎

2,813𝑀𝑃𝑎

𝑙𝑏,𝑟𝑞𝑑 = 39 𝑐𝑚



𝑙𝑏𝑑 = 0,7 ∙ 0,7 ∙ 1 ∙ 1 ∙ 1 ∙ 39𝑐𝑚 ≥ 12𝑐𝑚

𝑙𝑏𝑑 = 19 𝑐𝑚 ≥ 12 𝑐𝑚




𝑙0 = 1 ∙ 0,72 ∙ 1 ∙ 1 ∙ 1,5 ∙ 39𝑐𝑚 ≥ 20𝑐𝑚

𝑙0 = 42 𝑐𝑚 ≥ 20 𝑐𝑚

Razporeditev armature po višini stene:

V spodnjem delu stene bomo do višine enega metra namestili armaturo, ki je potrebna za

prevzem napetosti, ki nastanejo zaradi krčenja, ki smo ga določili s pomočjo diagrama.

Ostali del sten pa bomo armirali glede na pogoje iz slike 3.4:

Slika 3.4: Razporeditev konstruktivne horizontalne armature v stenah, pri katerih je prisotno

krčenje

Razdelitev stene po višini:

ℎ1 = 2 𝑚

ℎ2 = 1 𝑚

Potrebna armatura glede na območje:

𝐴𝑠,ℎ1 = 𝜙12

𝐴𝑠,ℎ2 = 𝜙10


Razdalje med palicami horizontalne armature:

𝑎𝑠,ℎ1 ≤ 150𝑚𝑚

𝑎𝑠,ℎ2 ≤ 150𝑚𝑚

Iz pogojev je razvidno, da je potrebno v območju h1 namestiti palice premera Φ12 mm na

največji medsebojni razdalji 150 mm, kar predstavlja 7,53 cm2/m armature. Da temu

pogoju zadostimo, bomo v našem primeru namestili horizontalne palice premera Φ10 na

medsebojni razdalji 20 cm in mrežno armaturo Q385, kar predstavlja površino armature

7,78 cm2/m.

V območju h2 je potrebno namestiti palice premera Φ10 mm na največji medsebojni

razdalji 150 mm, kar predstavlja 5,27 cm2/m armature. Da temu pogoju zadostimo, bomo v

našem primeru namestili horizontalne palice premera Φ8 mm na medsebojni razdalji 25 cm

in mrežno armaturo Q385, kar predstavlja površino armature 5,86 cm2/m.

Razporeditev armature je razvidna iz sheme armature v prilogi.

3.5.1.3 Dimenzioniranje plošče silosov

3.5.1.3.1 Izračun potrebne armature zaradi obremenitve silaže

Predpostavili smo idealizirano vertikalno togost temeljnih tal 1∙106, kar pomeni, da je

potrebno zagotoviti enakomerno zbitost ustroja pod temelji in ploščo. Plošča bo debeline

25 cm. Glede na dano projektno obremenitev plošče dobimo potrebno armaturo, ki smo jo

izračunali s pomočjo programa Sofistik. Iz izračunov je razvidno, da je potrebno namestiti

merodajno površino armature za omejitev širine razpok.

Zgoraj:

armatura v vzdolžni smeri: 𝐴𝑠,𝑥,𝑧𝑔 = 3,4𝑐𝑚2

𝑚

armatura v prečni smeri: 𝐴𝑠,𝑦,𝑧𝑔 = 2,97𝑐𝑚2

𝑚

Spodaj:

armatura v vzdolžni smeri: 𝐴𝑠,𝑥,𝑠𝑝 = 3,4𝑐𝑚2

𝑚

armatura v prečni smeri: 𝐴𝑠,𝑦,𝑠𝑝 = 2,97𝑐𝑚2

𝑚


3.5.1.3.2 Izračun potrebne armature za prevzem napetosti, ki nastanejo zaradi trenja med

podlago in ploščo

Za omejitev širine razpok privzamemo dovoljeno napetost glede na največji premer ali

največje medsebojne oddaljenosti palic. Vrednosti odčitamo iz tabel 3.13:

Tabela 3.13: Priporočene napetosti jekla – SIST EN 1992-1-1, 2004 [15]

𝜎𝑠 = 28𝑘𝑁

𝑐𝑚2

Potrebni prerez armature za prevzem napetosti v vzdolžni smeri:

𝜎𝑠 =𝑁𝑠𝑥

𝐴𝑠𝑥 (3.18)

𝐴𝑠𝑥 =𝑁𝑠𝑥

𝜎𝑠

𝐴𝑠𝑥 =33,33

28


𝐴𝑠𝑥 = 1,2 𝑐𝑚2/𝑚

Potrebni prerez armature za prevzem napetosti v prečni smeri:

𝜎𝑠 =𝑁𝑠𝑦

𝐴𝑠𝑦 (3.19)

𝐴𝑠𝑦 =𝑁𝑠𝑦

𝜎𝑠

𝐴𝑠𝑦 =29,4

28

𝐴𝑠𝑦 = 1,1 𝑐𝑚2/𝑚

3.5.1.3.3 Skupna potrebna armatura v plošči

Za prevzem napetosti, ki nastanejo zaradi obremenitve plošče s silažno maso in zaradi

trenja, ki nastane med ploščo in podlago, je potrebno namestiti naslednjo armaturo:

Zgoraj:

armatura v vzdolžni smeri: 𝐴𝑠,𝑥,𝑧𝑔 = 3,4 +1,2

2 = 4 𝑐𝑚2/𝑚

armatura v prečni smeri: 𝐴𝑠,𝑦,𝑧𝑔 = 2,97 +1,1

2= 3,6 𝑐𝑚2/𝑚

Spodaj:

armatura v vzdolžni smeri: 𝐴𝑠,𝑥,𝑠𝑝 = 3,4 +1,2

2 = 4 𝑐𝑚2/𝑚

armatura v prečni smeri: 𝐴𝑠,𝑦,𝑠𝑝 = 2,97 +1,1

2= 3,6 𝑐𝑚2/𝑚

Na spodnji in zgornji strani plošče bomo namestili mrežno armaturo Q424.

Razporeditev armature je razvidna iz priloge sheme armature.

3.5.1.3.4 Detajliranje armature v plošči silosa

Največji in najmanjši prerez armature:

𝐴𝑠,𝑚𝑖𝑛 = 0,26 ∙𝑓𝑐𝑡𝑚

𝑓𝑦𝑘∙ 𝑏 ∙ 𝑑 ≥ 0,0013 ∙ 𝑏𝑡 ∙ 𝑑 ([15]9.3.1.1(1))

𝐴𝑠,𝑚𝑖𝑛 = 0,26 ∙3,2

500∙ 100 ∙ 20,55 ≥ 0,0013 ∙ 100 ∙ 20,55


𝐴𝑠,𝑚𝑖𝑛 = 3,4 𝑐𝑚2/𝑚 ≥ 2,7 𝑐𝑚2/𝑚

𝐴𝑠,𝑚𝑎𝑥 ≤ 0,04𝐴𝑐 ([15]9.3.1.1(1))

𝐴𝑠,𝑚𝑎𝑥 ≤ 0,04 ∙ 25 ∙ 100

𝐴𝑠,𝑚𝑎𝑥 ≤ 100 𝑐𝑚2/𝑚

𝐴𝑠,𝑚𝑖𝑛 ≤ 𝐴𝑠,𝑑𝑒𝑗 ≤ 𝐴𝑠,𝑚𝑎𝑥

3,4 𝑐𝑚2/𝑚 ≤ 𝐴𝑠,𝑄424 = 4.24 𝑐𝑚2/𝑚 ≤ 100 𝑐𝑚2/𝑚

3.5.2 Mejno stanje uporabnosti

3.5.2.1 Omejitev širine razpok

Graf 3.14 prikazuje upogibne momente v mejnem stanju uporabnosti.

Graf 3.14 Upogibni momenti – vir: lasten


Največjo dovoljeno širino razpok razberemo iz tabele 3.14

Tabela 3.14: Priporočene vrednosti za wmax [mm] – SIST EN 1992-1-1, 2004 [15]

Določitev najmanjše armature za omejitev širine razpok. Prerez smo upoštevali kot dvojno

armiran pravokotni prerez:

𝐴𝑠,𝑚𝑖𝑛 = 𝑘𝑐 ∙ 𝑘 ∙ 𝑓𝑐𝑡,𝑒𝑓𝑓 ∙𝐴𝑐𝑡

𝜎𝑠 ([15]7.3.2(2))

𝐴𝑠,𝑚𝑖𝑛 = 0,4 ∙ 1 ∙ 0,32𝑘𝑁

𝑐𝑚2∙

2066𝑐𝑚2

28𝑘𝑁

𝑐𝑚2

𝐴𝑠,𝑚𝑖𝑛 = 9,45 𝑐𝑚2

𝐴𝑠,𝑚𝑖𝑛 ≤ 𝐴𝑠,𝑑𝑒𝑗 → 9,45 ≤ 10,28 𝑐𝑚2

𝑘𝑐 = 0,4 ∙ [1 −𝜎𝑐

𝑘1(ℎ ℎ∗⁄ )𝑓𝑐𝑡,𝑒𝑓𝑓

] ≤ 1

𝑘𝑐 = 0,4 ≤ 1

𝑘 = 1 ; 𝑧𝑎 𝑠𝑡𝑜𝑗𝑖𝑛𝑒, 𝑘𝑗𝑒𝑟 𝑗𝑒 ℎ ≤ 300 𝑚𝑚

𝑓𝑐𝑡,𝑒𝑓𝑓 = 𝑓𝑐𝑡𝑚 = 3,2 𝑀𝑃𝑎


kjer je:

𝐴𝑠,𝑚𝑖𝑛 - najmanjši potrebni prerez jekla znotraj natezne cone

𝑘𝑐 - koeficient, ki upošteva razporeditev napetosti prereza

neposredno pred nastankom razpok

𝑘 - koeficient, ki omogoča upoštevanje učinkov

neenakomernih samouravnoteženih napetosti, ki

zmanjšajo silo zaradi preprečenih ali vsiljenih

deformacij

𝑓𝑐𝑡,𝑒𝑓𝑓 - srednja vrednost učinkovite natezne trdnosti betona

𝐴𝑐𝑡 - ploščina natezne cone betona (tegnjen del tik pred

nastankom prve razpoke)

𝜎𝑠 - absolutna vrednost največje dovoljene napetosti

armature takoj po nastanku razpoke

Izračun natezne cone betona (Act) tik preden nastane prva razpoka:

𝐴𝑐𝑡 = 𝑏𝑤 ∙ (ℎ − 𝑥) (3.20)

𝐴𝑐𝑡 = 100𝑐𝑚 ∙ (25𝑐𝑚 − 4,34𝑐𝑚)

𝐴𝑐𝑡 = 2066 𝑐𝑚2

Izračun nevtralne osi in napetosti v armaturi [19]

𝑥 = √[(𝛼𝑒𝐴𝑠

𝑧𝑔+ 𝛼𝑒𝐴𝑠

𝑠𝑝)

2

𝑏2+

2(𝛼𝑒𝐴𝑠𝑧𝑔

𝑐𝑛𝑜𝑚𝑧𝑔

+ 𝛼𝑒𝐴𝑠𝑠𝑝

𝑑)

𝑏] −

𝛼𝑒𝐴𝑠𝑧𝑔

𝛼𝑒𝐴𝑠𝑠𝑝

𝑏

(3.21)

𝑥 = √[(2 ∙ 5,882 ∙ 10,28)2

1002+

2 ∙ (5,88 ∙ 10,28 ∙ 4 + 5,88 ∙ 10,28 ∙ 20,3)

100]

−2 ∙ 5,882 ∙ 10,28

100

𝑥 = √[1,463 + 29,387] − 1,21

𝑥 = 4,34 𝑐𝑚


kjer je:

𝐴𝑠𝑧𝑔

= 𝐴𝑠𝑠𝑝

= 10,28 𝑐𝑚2

𝛼𝑒 =𝐸𝑠

𝐸𝑐𝑚=

200 𝐺𝑃𝑎

34 𝐺𝑃𝑎= 5,882

Vrednost največje dovoljene napetosti armature takoj po nastanku razpoke:

Za največjo napetost armature se lahko privzame napetost na meji elastičnosti armature

𝑓𝑦𝑘 . Potrebno pa je upoštevati tudi manjšo vrednost, da se zagotovi omejitev širine razpok

glede na največji premer ali največje medsebojne oddaljenosti palic. Vrednosti odčitamo iz

tabel ([15]7.3.3(2), glej str. 59):

𝜎𝑠 = 28𝑘𝑁

𝑐𝑚2

Izračun širine razpoke:

𝑤𝑘 = 𝑆𝑟,𝑚𝑎𝑥(𝜀𝑠𝑚 − 𝜀𝑐𝑚) ([15]7.3.4(1))

𝑤𝑘 = 29,57 𝑐𝑚 ∙ 0,000823

𝑤𝑘 = 0,0243 𝑐𝑚

𝑤𝑘 = 0,243 𝑚𝑚

𝑤𝑘 < 𝑤𝑚𝑎𝑥 → 0,243 𝑚𝑚 < 0,3 𝑚𝑚

kjer so:

𝑤𝑘 - širina razpoke

𝑆𝑟,𝑚𝑎𝑥 - največja razdalja med razpokami

𝜀𝑠𝑚 - srednja deformacija armature

𝜀𝑐𝑚 - povprečna deformacija betona med razpokami

Največja razdalja med razpokami:

𝑆𝑟,𝑚𝑎𝑥 = 𝑘3𝑐 + 𝑘1𝑘2𝑘4

𝜙

𝜌𝑝,𝑒𝑓𝑓 ([15]7.3.4(3))

𝑆𝑟,𝑚𝑎𝑥 = 3,4 ∙ 4𝑐𝑚 + 0,8 ∙ 0,5 ∙ 0,4251,4𝑐𝑚

0,0149


𝑆𝑟,𝑚𝑎𝑥 = 29,57 𝑐𝑚

𝑘3 = 3,4

𝑐 = 4 𝑐𝑚

𝑘1 = 0,8

𝑘2 = 0,5

𝑘4 = 0,425

𝜙 = 1,4 𝑐𝑚

kjer je:

𝑐 - krovni sloj betona

𝑘1 - koeficient, kjer se upoštevajo pogoji sidranja

𝑘2 - koeficient, ki upošteva vpliv razporeditve deformacij

po prerezu

𝜙 - premer palice

𝜌𝑝,𝑒𝑓𝑓 - učinkoviti procent armiranja

Učinkoviti procent armiranja:

𝜌𝑝,𝑒𝑓𝑓 =𝐴𝑠 + 𝜉1

2 ∙ 𝐴𝑝

𝐴𝑐,𝑒𝑓𝑓 ([15]7.3.4(2))

𝜌𝑝,𝑒𝑓𝑓 =10,28𝑐𝑚2 + 0

689𝑐𝑚2

𝜌𝑝,𝑒𝑓𝑓 = 0,0149

kjer je:

𝐴𝑐,𝑒𝑓𝑓 - učinkoviti del betonskega prereza v natezni coni

Učinkoviti del betonskega prereza v natezni coni:

𝐴𝑐,𝑒𝑓𝑓 = 𝑏𝑤 ∙ ℎ𝑐,𝑒𝑓


𝐴𝑐,𝑒𝑓𝑓 = 100𝑐𝑚 × 6,89𝑐𝑚

𝐴𝑐,𝑒𝑓𝑓 = 689𝑐𝑚2

ℎ𝑐,𝑒𝑓 = 𝑚𝑖𝑛 {

2,5(ℎ − 𝑑)(ℎ − 𝑥)/3

ℎ/2} ([15]7.3.2(3))

ℎ𝑐,𝑒𝑓 = 𝑚𝑖𝑛 {

2,5(25 − 20,3)(25 − 4,34)/3

25/2}

ℎ𝑐,𝑒𝑓 = 𝑚𝑖𝑛 {11,75 𝑐𝑚6,89 𝑐𝑚12,5 𝑐𝑚

}

ℎ𝑐,𝑒𝑓 = 6,89 𝑐𝑚

Seštevek srednje deformacije armature in povprečne deformacije betona med razpokami:

𝜀𝑠𝑚 − 𝜀𝑐𝑚 =𝜎𝑠−𝑘𝑡

𝑓𝑐𝑡,𝑒𝑓𝑓

𝜌𝑝,𝑒𝑓𝑓(1+𝛼𝑒𝜌𝑝,𝑒𝑓𝑓)

𝐸𝑠≥ 0,6

𝜎𝑠

𝐸𝑠 ([15]7.3.4(2))

𝜀𝑠𝑚 − 𝜀𝑐𝑚 =25,81 − 0,4

0.32

0,0149(1 + 5,882 ∙ 0,0149)

20000≥ 0,6

25,81

20000

𝜀𝑠𝑚 − 𝜀𝑐𝑚 = 0,000823 ≥ 0,000774

Kjer je:

𝑘𝑡 = 0,4 - faktor, ki je odvisen od trajanja obtežbe

𝑓𝑐𝑡,𝑒𝑓𝑓 = 𝑓𝑐𝑡𝑚 = 3,2 𝑀𝑃𝑎

𝜌𝑝,𝑒𝑓𝑓 = 0,01149

𝛼𝑒 = 5,882

𝐸𝑠 = 200𝐺𝑃𝑎

𝜎𝑠 - napetost v natezni armaturi ob predpostavki, da je

prerez razpokan


𝜎𝑠 =3𝑀𝑑

[𝐴𝑠(3𝑑 − 𝑥) +𝐴𝑠(𝑥−3𝑐𝑛𝑜𝑚,𝑧𝑔)(𝑥−𝑐𝑛𝑜𝑚,𝑧𝑔)

𝑑−𝑥] (3.22)

𝜎𝑠 =3 ∙ 50 ∙ 100

[10,28(3 ∙ 20,3 − 4,34) +10,28(4,34−3∙4)(4,34−4)

20,3−4,34]

𝜎𝑠 = 25,81 𝑘𝑁

𝑐𝑚2

Ali:

𝜎𝑠 =𝑀𝑑

0.9 ∙ 𝑑 ∙ 𝐴𝑠 (3.23)

𝜎𝑠 =50 ∙ 100

𝑘𝑁

𝑐𝑚2

0.9 ∙ 20,3𝑐𝑚 ∙ 10,28𝑐𝑚2

𝜎𝑠 = 26,62 𝑘𝑁

𝑐𝑚2


4 SKLEP

Za zagotovitev uporabnosti, trajnosti in varnosti hleva in silosov je potrebno v obdobju

načrtovanja projektu nameniti vso pozornost in znanje. S skrbnim načrtovanjem lahko

bistveno prihranimo pri stroških izgradnje, vse detajle pa lahko prilagodimo tako, da bo

uporabniku olajšano delo, živalim pa nudeno vse udobje, ki ga potrebujejo.

Namen diplomskega dela je bilo, bralcu prikazati problematiko gradnje kmetijskih

objektov. Za zagotavljanje evropskih standardov smo preučili in se zgledovali po praksah,

ki so razširjene v Evropi in jih kasneje pri načrtovanju upoštevali in uporabili. Hlev smo

zasnovali od temeljev do strehe, opisali vsa območja znotraj hleva in na načrtih prikazali

končno podobo tega.

Podrobneje smo izvedli načrtovanje koritastih silosov. Določili smo mere silosov glede na

pogoje kmetijske tehnologije in potrebe živali po določeni količini hrane skozi leto. Silose

smo smiselno razdelili na segmente in jih tako ločili z dilatacijami. Določili smo vse

vplive, katerim mora silos skozi dolgo življenjsko dobo kljubovati. Največji izziv je

predstavljala določitev vplivov silažne mase na stene silosa, saj teh enačb slovenski ali

nemški standardi ne zajemajo. Obtežbo smo tako določili s pomočjo raziskav, izvedenih na

Švedskem. Silosom smo namenili veliko pozornost tudi pri trajnosti, saj so ti izpostavljeni

vremenskim in kemičnim vplivom iz okolja. Z dimenzioniranjem smo določili vso

armaturo, ki je potrebna za nosilnost silosa v vseh skrajnih pogojih uporabe. Vse

izračunano smo predstavili tudi na shemi armature.

Z diplomskim delom smo prikazali kompleksnost gradnje v kmetijstvu. Splošno

prepričanje ljudi je še vedno, da je gradnja hleva ali koritastih silosov gradbeni projekt, ki

ne zahteva pretiranega načrtovanja. Upam, da smo z diplomo prikazali, da sodobni časi v

kmetijstvu zahtevajo skrbno načrtovanje in kvalitetno izvedbo.


5 VIRI IN LITERATURA

[1] Top agrar - Das Magazin für moderne Landwirtschaft (2011): Kuhställeclever

bauen. Münster: Landwirtschaftsverlag.

[2] Boege, H.; Gartung, J,; Gruber, W.; Heidenreich, T.; Nies, V.; Prominski M.;

Simon J. (2011): Landwirtschaftliche Gebäude Zukunftsorientiert planen.

Landschaftsgerecht und Nachhaltigbauen. Bonn: AID.

[3] Wolf System Deutschland. Dostopno na naslovu:

<http://www.wolfsystem.de/Agrarbau/Staelle/Rinderstaelle/Milchviehstaelle

/92355- Velburg-080685> [19. 05. 2015].

[4] Haas-landwirtschaft Deutschland. Dostopno na naslovu:

<http://haas-landwirtschaft.de/hp781/Licht-Lueftung-Dach.htm> [19. 05.2015].



/83043- Bad-Aibling-060760> [19. 05. 2015].



/84332- Hebertsfelden-131415> [19. 05. 2015].

[7] Hlevska oprema Štern. Dostopno na naslovu:

<http://www.hlevskaoprema-stern.si/prodajni-program/146/352/> [19. 05. 2015].

[8] Betebe. Dostopno na naslovu:

<http://www.betebe.de/schiebertypen/> [19. 05. 2015].

[9] Hof Decker. Dostopno na naslovu:

<http://www.hof-decker.de/betrieb/kuhstall/> [19. 05. 2015].


[10] Landwirt. Dostopno na naslovu:

<http://www.landwirt.com/rinderberichte/Schweden_Milchproduktion,18,

Hochboxen- sind-typisch.html> [19. 05. 2015].

[11] Geafarmtechnologies. Dostopno na naslovu:

<http://www.gea-farmtechnologies.com/de/de/bu/farm-

equipment/barn_equipment/feeding/tip-over/> [19. 05. 2015].

[12] Wittrock Landtechnik. Dostopno na naslovu:

<http://www.wittrock-landtechnik.de/de/3/melk_stalltechnik

/1965/melktechnik/1968/fischgraten-melkstande/218/swingover-melkstand.html>

[19. 05. 2015].

[13] Bauteilkatalog. Dostopno na naslovu:

<https://www.beton.org/fileadmin/beton-

org/media/Dokumente/PDF/Wissen/Wirtschaftshochbau/bauteilkatalog

_2011.pdf>[05. 02. 1016].

[14] SIST EN 1990 (2004): Osnove projektiranja konstrukcij. Ljubljana: Slovenski

inštitut za standardizacijo.

[15] SIST EN 1992-1-1 (2004): Projektiranje betonskih konstrukcij – Splošna pravila in

pravila za stavbe. Ljubljana: Slovenski inštitut za standardizacijo.

[16] Martens, Peter (1988) Silo-Handbuch. Berlin: Verlag für Architektur und

technische Wissenschaften Berlin.

[17] DIN 11622-1 (2006): Gärfuttersilos und Güllebehälter–Teil 1: Bemessung,

Ausführung, Beschaffenheit; Allgemeine Anforderungen. Berlin: Deutsches

Institut für Normung.

[18] Wachenfelt, Hans E. von; Nilsson, N. Christer; Östergard, Goäran I.; Olofsson N.,

Anders; Karlsson J., Marie (2014): Design criteria for structural design of silage

silo walls, Biosystems Engineering, Volume 126, str. 92–103.

[19] Beg, Darko; Pogačnik, Andrej (2003): Priročnik za projektiranje gradbenih

konstrukcij po evrokod standardih. Ljubljana: Inženirska zbornica Slovenije.

https://www.beton.org/fileadmin/beton-


[20] Mayer, Günter; Mayer, Ralf (2007): Rissbreitenbeschränkung nach DIN 1045.

Bau+Technik Verlag.

[21] Betonbearbeitung Peter Schad. Dostopno na naslovu: http://fahrsilobau.de/


6 PRILOGE

6.1 Seznam slik

Slika 2.1: Nekateri tipi hlevov (od leve: dvovrstna, trovrstna in štirivrstna postavitev

ležalnih boksov) - Boege, H. in drugi, 2011[2] ........................................................... 5

Slika 2.2: Primer hleva z lepljenimi primarnimi in sekundarnimi strešnimi nosilci - Wolf

System [3] .................................................................................................................. 5

Slika 2.3: »Sched« sistem slemena - Haas-landwirtschaft [4] ............................................ 6

Slika 2.4: Rolo zavesa za neugodne vremenske vplive in trajna mreža za preprečevanje

vstopa ptic - Wolf System [5] ..................................................................................... 7

Slika 2.5: Krmilni hodnik - Wolf System [6] ....................................................................... 7

Slika 2.6: (leva slika) Odstranjevanje iztrebkov s pomočjo rešetk - Hlevska oprema Štern

[7], (desna slika) odstranjevanje iztrebkov s pomočjo pehala - Betebe [8] ................. 8

Slika 2.7: (leva slika) Globoki ležalni boksi - Hof Decker [9], (desna slika) visoki ležalni

boksi - Landwirt [10] ................................................................................................. 9

Slika 2.8: Korito za napajanje - Geafarmtechnologies [11] ............................................... 9

Slika 2.9: Molzišče tipa »ribja kost – Swing Over« - Wittrock Landtechnik [12] .............. 10

Slika 2.10: Označitev območij znotraj hleva – vir: lasten ................................................. 14

Slika 2.11: Območje A – vir: lasten ................................................................................. 15

Slika 2.12: Območje B – vir: lasten ................................................................................. 16

Slika 2.13: Območje C – vir: lasten ................................................................................. 17

Slika 2.14: Območje D – vir: lasten ................................................................................. 18

Slika 2.15: Območje E – vir: lasten ................................................................................. 19


Slika 3.1: Primer izvedenih koritastih silosov – Betonbearbeitung Peter Schad [21] ........ 20

Slika 3.2: Prerez silosov – vir: lasten ............................................................................... 22

Slika 3.3: Prerez dela stene pri dnu .................................................................................. 46

Slika 3.4: Razporeditev konstruktivne horizontalne armature v stenah, pri katerih je

prisotno krčenje........................................................................................................ 55

6.2 Seznam tabel

Tabela 2.1: Popis prostorov ............................................................................................. 13

Tabela 3.1: Tabela razredov izpostavljenosti za koritaste silose - Bauteilkatalog [13] ..... 23

Tabela 3.2: Priporočene projektne življenjske dobe - SIST EN 1990, 2004 [14] ............... 24

Tabela 3.3: Tabela trdnostnih razredov betona glede na razred izpostavljenosti -

Bauteilkatalog, 2014 [13]......................................................................................... 24

Tabela 3.4: Zahtevana najmanjša debelina krovnega sloja 𝑐𝑚𝑖𝑛, 𝑏 glede sprijemnosti -

SIST EN 1992-1-1, 2004 [15] ................................................................................... 26

Tabela 3.5: Zahtevane najmanjše debeline krovnega sloja betona 𝑐𝑚𝑖𝑛, 𝑑𝑢𝑟 - SIST EN

1992-1-1, 2004 [15] ................................................................................................. 26

Tabela 3.6: Prostorninska teža in vertikalna obtežba silaže na tla silosa - DIN 11622-1,

2006 [17] ................................................................................................................. 28

Tabela 3.7: Vpliv silažne tekočine na napetost, ki deluje na stene silosa - Hans E. von

Wachenfelt in drugi, 2014 [18] ................................................................................. 33

Tabela 3.8: Vrednosti upogibnih momentov različnih obtežbnih kombinacij - Hans E. von

Wachenfelt in drugi, 2014 [18] ................................................................................. 35

Tabela 3.9: Vrednosti za 𝑘ℎ ............................................................................................. 38

Tabela 3.10: Projektne vrednosti vplivov (STR/GEO) - SIST EN 1990, 2004 [14] ............ 41

Tabela 3.11: ω – tabela za izračun potrebne armature ..................................................... 47

Tabela 3.12: Vrednosti faktorja 𝑘𝑧, 𝑡 glede na vsebnost cementa in starost betona: ......... 49


Tabela 3.13: Priporočene napetosti jekla – SIST EN 1992-1-1, 2004 [15] ....................... 57

Tabela 3.14: Priporočene vrednosti za wmax [mm] – SIST EN 1992-1-1, 2004 [15] .......... 60

6.3 Seznam grafov

Graf 3.1: Napetosti na tla silosa zaradi lastne teže silaže – vir: lasten ............................. 29

Graf 3.2: Primerjava različnih smernic in standardov za izračun horizontalne obtežbe sten

- Hans E. von Wachenfelt in drugi, 2014 [18] .......................................................... 31

Graf 3.3: Napetosti na steno silosa v času polnjenja - Hans E. von Wachenfelt in drugi,

2014 [18] ................................................................................................................. 32

Graf 3.4: Napetosti na steno silosa v času od 1-4 mesecev po polnjenju silosa - Hans E.

von Wachenfelt in drugi, 2014 [18] .......................................................................... 33

Graf 3.5: Napetosti na steno silosa zaradi prehoda vozila za tlačenje - Hans E. von

Wachenfelt in drugi, 2014 [18] ................................................................................ 34

Graf 3.6: Napetosti na steno silosa zaradi silaže – vir: lasten .......................................... 36

Graf 3.7: Napetosti na steno silosa zaradi silaže z vsebnostjo silažne tekočine – vir: lasten

................................................................................................................................ 37

Graf 3.8: Projektne napetosti na tla silosa zaradi lastne teže silaže – vir: lasten .............. 41

Graf 3.9: Projektne napetosti na stene silosa zaradi silaže – vir: lasten ........................... 42

Graf 3.10: Projektne napetosti za mejno stanje uporabnosti – vir: lasten ......................... 43

Graf 3.11: MSN - Prečna sila (levo) in upogibni moment (desno) – vir: lasten ................ 45

Graf 3.12: Graf za določitev armature zaradi krčenja (minimalna armatura, označena z

rdečo piko) - Günter Mayer, Ralf Mayer, 2007 [20] ................................................. 50

Graf 3.13: Graf za določitev armature zaradi hidratacije (minimalna armatura, označena

z rdečo piko) - Günter Mayer, Ralf Mayer, 2007 [20] .............................................. 51

Graf 3.14 Upogibni momenti – vir: lasten ........................................................................ 59


6.4 Risbe

6.4.1 Situacija hleva in koritastih silosov

6.4.2 Tloris temeljev hleva

6.4.3 Tloris hleva

6.4.4 Tloris ostrešja hleva

6.4.5 Tloris strehe hleva

6.4.6 Prerez A-A in B-B hleva

6.4.7 Fasada jugovzhod in severozahod

6.4.8 Fasada severozahod in jugozahod

6.4.9 Tloris koritastih silosov

6.4.10 Prerez A-A in B-B silosov

6.4.11 Tloris dilatacij

6.4.12 Shema armature koritastih silosov

6.4.13 Potrebna armatura v plošči, izračunana s programom Sofistic

zasnova hleva za krave molznice in dimenzioniranje …zasnova hleva za krave molznice in...

Documents