Автор: Сафарян М.К. Иванцов О.М.
Теги: строительство строительные конструкции нефтяная промышленность
Год: 1961
Текст
M. К. САФАРЯН, О. М. ИВАНЦОВ
С. <$!
ПРОЕКТИРОВАНИЕ И СООРУЖЕНИЕ
’ СТАЛЬНЫХ РЕЗЕРВУАРОВ
ДЛЯ НЕФТЕПРОДУКТОВ
8
ГОСУДАРСТВЕННОЕ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКОЕ ИЗДАТЕЛЬСТВО
НЕФТЯНОЙ И ГОРНО-ТОПЛИВНОЙ ЛИТЕРАТУРЫ
Москва 1961
17—5
АННОТАЦИЯ
В книге приводятся материалы по современной технике
резервуаростроения, обобщающие отечественный и зарубежный
опыт проектирования и сооружения, и по отдельным вопросам
эксплуатации стальных резервуаров разных типов для хра-
нения нефти и нефтепродуктов.
В ней освещаются также экспериментальные и теорети-
ческие исследования по резервуаростроению, выполненные
в течение последних десяти лет, вопросы индустриализации
строительства и экономики хранения нефтепродуктов в резер-
вуарах.
Книга рассчитана на инженерно-технических и научных
работников нефтяной, газовой, химической и других отрас-
лей народного хозяйства. Она может быть использована также
преподавателями, аспирантами и студентами нефтяных и
строительных институтов и техникумов, занимающихся вопро-
сами резервуаростроения.
Авторы
Мисак Карапетович Сафарян, Олег Максимович Иванцов
ПРОЕКТИРОВАНИЕ И СООРУЖЕНИЕ СТАЛЬНЫХ
РЕЗЕРВУАРОВ ДЛЯ НЕФТЕПРОДУКТОВ
Редактор Е. 3. Рабинович
Ведущий редактор Г. Я. Солчаник
Корректор И. М. Анисимова. Технический редактор И. Г. Федотова.
Подписано к набору 19/IX 1960 г. Подписано к печати 28/XI 1960 г.
Формат 60Х901/К- Печ. л. 20,63 с вкл. Уч.-изд. п. 21,03.
Т-1 4821. Тираж 2610 экз. Зак. 863/2. Цена 1 р. 20 к.
Гостоптехиздат. Москва, К-12, Третьяковский проезд, 1/19.
Типография «Красный Печатник».
Ленинград, Московский проспект, 91.
ВВЕДЕНИЕ
Быстрый рост нефтяной промышленности требует соответ-
ственного развития резервуаростроения. Многообразие нефтей
и нефтепродуктов, особенности их свойств и условий хранения
вызывают необходимость иметь емкости разных типов и назна-
чений, удовлетворяющие требованиям индустриальности соору-
жения, экономичности, рациональности и удобств при эксплуа-
тации.
В последние годы намечены пути дальнейшего развития
резервуаростроения, поставлены задачи значительного сокращения
потерь нефти и нефтепродуктов, сооружения подземных хранилищ
в естественных формациях, широкого развития строительства
железобетонных и стальных резервуаров.
Стальные резервуары для нефтепродуктов находят широкое
применение в народном хозяйстве. Номенклатура этих резер-
вуаров весьма значительна.
К настоящему времени накопился значительный опыт проекти-
рования, строительства и эксплуатации стальных резервуаров
новых типов: для хранения нефтепродуктов под повышенным
давлением, резервуаров с плавающими и дышащими кровлями
и др. Вместе с тем появилась необходимость в проектировании
резервуаров больших емкостей 10, 20 и 30 тыс. л3, которые ранее
не строились.
В Советском Союзе в последнее десятилетие проведены значи-
тельные экспериментальные исследования стальных резервуаров
разных типов и больших емкостей, что позволило выявить дей-
ствительную работу этих ответственных сооружений.
Обобщение отечественного опыта проектирования, строитель-
ства и отдельных вопросов эксплуатации резервуаров, материалов
экспериментальных и теоретических исследований, а также зару-
бежного опыта несомненно будет способствовать развитию резер-
1*
3
вуаростроения в нашей стране для успешного решения стоящих
перед нами важных народно-хозяйственных задач.
Авторы приносят благодарность работникам ВНИИСТ Главгаза
СССР, Главнефтемонтажа, Гипроспецпромстроя, ГПИ Проект-
стальконструкция, главнефтеснабов РСФСР и УССР, а также
авторам новых типов резервуаров: А. С. Арзуняну, М. И. Ашки-
нази, В. М. Дидковскому, Е. Н. Лессигу и Г. М. Чичко, оказав-
шим большую помощь в подборе материалов.
Книга состоит из шести глав. Главы I, II, III и IV написаны
канд. техн, наук М. К. Сафаряном, главы V и VI — инж.
О. М. Иванцовым.
Глава I
СОВРЕМЕННАЯ ТЕХНИКА РЕЗЕРВУАРОСТРОЕНИЯ
ПРОЕКТИРОВАНИЕ И СТРОИТЕЛЬСТВО СТАЛЬНЫХ
РЕЗЕРВУАРОВ ДЛЯ ХРАНЕНИЯ НЕФТИ И
НЕФТЕПРОДУКТОВ В СССР
Потери нефтепродуктов и пути их сокращения
Потери нефтепродуктов при хранении наносят большой ущерб
народному хозяйству.
Борьба за их сокращение является важной задачей техниче-
ского прогресса. Снижение потерь только на 1% равносильно
добыче более 1 млн. т нефти.
Большую долю в общих потерях составляют потери от испа-
рения нефтепродуктов при хранении в емкостях. Эти потери зави-
сят от климатических условий, емкости резервуара, его оборачи-
ваемости, конструкции и других факторов. Потери легких фракций
приводят к снижению сортности хранимых продуктов.
Основные причины, вызывающие потери от испарения, следую-
щие:
1) вентиляция газового пространства при открытых люках
или образование «газового сифона» при наличии отверстий на
разных уровнях;
2) большие дыхания при заливе или сливе нефтепродуктов;
3) малые дыхания вследствие повышения температуры газового
пространства, увеличения в нем концентрации паров и расширения
газов при понижении атмосферного давления; малые дыхания
происходят при постоянном количестве нефтепродуктов в резер-
вуаре;
4) насыщение газового пространства резервуаров парами нефте-
продуктов;
5) кипение нефтепродуктов вследствие их нагревания, когда
парциальное давление паров становится больше давления, под
которым находится поверхность нефтепродуктов.
Кипение нефтепродуктов в резервуаре продолжается до насы-
щения газового пространства. После этого кипение прекращается.
5
Если резервуар не рассчитан на такое давление, то кипение будет
длиться значительное время.
Потери приводят к различным последствиям. В одних случаях
они сводятся к количественному уменьшению нефтепродукта
(например, при утечках), в других — изменяется не только коли-
чество, но и качество нефтепродукта (например, при потерях
от испарения) и, наконец, иногда изменяется только качество
(например, при смешении).
При хранении светлых нефтепродуктов в вертикальных цилин-
дрических резервуарах потери от испарения при больших и малых
дыханиях в зависимости от числа наполнений и климатической
зоны составляют до 3%, а иногда достигают и большей величины.
Во время больших дыханий при хранении бензина с каждым куби-
ческим метром вытесняемого в атмосферу воздуха уносится 0,5—
1 кг бензина. Потери продукта от малых дыханий в сумме общих
потерь от испарения составляют до 90% при двух и до 50% при
12 наполнениях в год.
До недавнего времени вертикальные цилиндрические резер-
вуары для хранения сырой нефти и светлых нефтепродуктов строи-
лись с избыточным давлением 20 мм вод. ст., в то время как совре-
менные бензины имеют упругость паров (по Рейду) 240 мм рт. ст.
и выше. Только в последнее время сооружаются резервуары,
на которых устанавливается новое оборудование, рассчитанное
на давление 200 мм вод. ст. и выше.
Анализ причин потерь нефтепродуктов от испарения при хра-
нении приводит к следующим выводам.
Если объем газового пространства равен нулю, то и потери
от всех видов дыханий теоретически также равны нулю. Умень-
шения газового пространства до минимума можно добиться приме-
нением резервуаров с плавающими крышами (понтонами).
При хранении нефтепродуктов под определенным избыточным
давлением потери от малых дыханий совершенно устраняются.
Поэтому одним из наиболее эффективных способов сокращения
потерь является хранение нефтепродуктов под избыточным давле-
нием в резервуарах новых типов: каплевидных, со сферическими
или сфероцилиндрическими покрытиями и т. д.
Потери от малых дыханий могут быть сокращены, если хранить
нефтепродукты при стабильных температурах, как, например,
в подземных резервуарах, или путем искусственного понижения
температуры паровоздушного пространства, например экраниро-
ванием, орошением крыш водой и т. д.
В борьбе с потерями от испарения можно использовать уста-
новки для улавливания паров нефтепродуктов.
В настоящее время для сокращения потерь нефтепродуктов
от испарения в наземных стальных емкостях наметилось несколько
направлений: уменьшение газового пространства резервуаров
и применение покрытий для зеркала продукта, предотвращающих
испарение, защита от солнечной радиации, охлаждение резервуа-
6
ров, улавливание паров нефтепродуктов, применение емкостей
с дышащей крышей и емкостей специальных конструкций для
хранения при повышенном избыточном давлении в газовой фазе.
Сокращения объема газового пространства можно достигнуть
применением плавающих крыш и хранением нефтепродуктов
на водяных подушках для полного заполнения емкостей. Эти
методы не нашли, однако, широкого применения в Советском
Союзе, хотя резервуары с плавающими крышами известны с 1922 г.
У нас имеется опыт эксплуатации резервуаров с плавающими
крышами на Красноводском нефтеперерабатывающем заводе,
Павельцовской нефтебазе и др.
Эксплуатация (в течение двух
лет) построенного в районе Жито-
мира опытного резервуара с плаваю-
щей крышей конструкции ВНИИ НИ
(рис. 1) доказала возможность сни-
зить потери нефтепродуктов на
61—97% при больших дыханиях
(в зависимости от оборачиваемости
резервуара) и более чем в 4 раза —
при малых дыханиях.
Указанная конструкция примени-
тельно к климатическим условиям
Рис. 1. Общий вид резер-
вуара с плавающей кры-
шей и затворами конструкции
ВНИИТнефть.
1 — корпус резервуара; 2 — пет-
леобразный затвор; 3 — кольцевой
понтон; 4 — опорная колонна; 5 —
затвор у колонны; 6 — централь-
ный понтон; 7 — опоры; 8 — люк-
лаз; 9 — замерный люк; 10 — ды-
хательная аппаратура; 11 — смо-
тровой люк; 12 — узел приемо-
раздаточного устройства (приемо-
раздаточный патрубок, хлопушка,
управление хлопушкой, перепуск-
ное устройство и задвижка).
Советского Союза имеет преимуще-
ства перед зарубежными. Так, лег-
кая шатровая кровля, опирающаяся
на центральную стойку, обеспечи-
вает надежную работу резервуара
в районах с большими снеговыми
осадками. Особенно целесообразно
применение плавающих крыш для
емкостей с высоким коэффициентом
оборачиваемости, например на пе-
ревалочных базах, так как в этой
конструкции обеспечиваются мини-
мальные потери от больших дыханий.
С целью сокращения потерь нефтепродуктов от дыханий резер-
вуаров применяется система газовых обвязок с установкой на
группу емкостей газометра. В этом случае группа резервуаров,
предназначенных в основном для хранения бензина, соединяется
дыхательным газопроводом с газометром (резервуаром с дышащей
крышей определенной емкости). По данным ВНИИ НИ, необхо-
димый рабочий объем газометра для полной компенсации малых
дыханий в средней климатической зоне должен составлять 0,24—
0,27 от общей емкости обслуживаемых резервуаров. Избыточное
количество паров нефтепродуктов поступает из резервуара в газо-
метр, а при откачке продукта газовое пространство резервуаров
пополняется парами из газометра.
Система газовых ’'обвязок имеет много эксплуатационных
недостатков и связана со значительными капитальными затратами.
Однако сооружение такой системы сравнительно быстро окупается.
По данным ВНИИ НИ затраты на устройство герметизации
окупаются в течение 3—5 лет. Газоуравнительную систему можно
также применять не только во вновь строящихся парках, но
и
оборудовать ею действующие парки.
Для снижения потерь нефтепродуктов от испарения, особенно
южных районах, с успехом может быть применена отражательно-
тепловая изоляция.
По предложению группы ин-
женеров Проектнефтеспецмонтажа
и Гипротрубопровода на опыт-
ном резервуаре емкостью 400 м3
в Ташкенте была выполнена
отражательно-тепловая изоляция
из двойных асбоцементных щи-
тов, свободно подвешиваемых на
кровлю и стенки резервуаров
(рис. 2). Вес 1 № такой изоляции
22 кг, а стоимость около
25—30 руб. Замеры потерь бен-
зина в опытном резервуаре с изо-
ляцией и в резервуаре той же
емкости без изоляции, располо-
женном в том же месте, показали,
что за 40 дней (при температуре не
выше 26° С) незащищенный резер-
вуар потерял 640 кг бензина, а
защищенный отражательно-тепло-
в 5,3 раза меньше.
в
Рис. 2. Отражательно-тепловая
асбоцементная изоляция.
вой изоляцией 120 кг, т. е.
Во время повторных испытаний (температура воздуха не пре-
вышала 43°) при заполнении несколько больше, чем наполовину,
незащищенный резервуар потерял за 7 дней 841 кг бензина, а
изолированный — 158 кг, что также в 5,3 раза меньше.
Выполнение отражательно-тепловой изоляции несложно. Учи-
тывая эффективность применения отражательно-тепловой изоля-
ции, в ближайшее время предполагается построить несколько
десятков емкостей в различных климатических районах.
Эффективным методом, особенно для светлых нефтепродуктов,
является хранение их в резервуарах с повышенным избыточным
давлением.
Экономичного хранения можно также достигнуть применением
некоторых новых типов стальных резервуаров.
В отечественной практике находят применение следующие
прогрессивные конструкции стальных резервуаров.
1. Вертикальные цилиндрические резервуары емкостью от 100
до 5000 .и3 со щитовым покрытием (проекты Гипроспецнефти
8
1955 и 1957 гг.); избыточное давление в резервуарах
200 мм вод. ст.
2. Вертикальные цилиндрические резервуары на 5000 и 3000 м3
(а также и меньшей емкости) с безмоментной кровлей (конструкция
' инж. А. С. Арзуняна); избыточное давление 200 мм вод. ст.
3. Каплевидные резервуары емкостью 2000 м3 с опорным
кольцом (проект Гипроспецнефти); избыточное давление
4000 мм вод. ст.
4. Каплевидные резервуары емкостью 2000 ж3 с экваториальной
опорой (конструкция инж. Г. М. Чичко); избыточное давление
4000 мм вод. ст.
5. Вертикальные цилиндрические резервуары емкостью от 200
до 2000 м3 со сферическим покрытием (проект ГПИ Проектсталь-
конструкция); избыточное давление 400 мм вод. ст.
6. Вертикальные цилиндрические резервуары со сферическим
днищем и покрытием (конструкция Гипротранснефти); избы-
точное давление до 3000 мм вод. ст.
7. Вертикальные цилиндрические резервуары емкостью 2000,
1000, 700 и 400 м3 со сферо-цилиндрическим покрытием системы
Днепропетровского инженерно-строительного института (кон-
струкция инж. М. И. Ашкинази); избыточное давление до
2000 мм вод. ст.
8. Вертикальные цилиндрические резервуары емкостью 3200,
4600 и 6000 м3 с дышащими крышами (проект Гипроспецнефти);
избыточное давление до 200 мм вод. ст.
9. Вертикальные цилиндрические резервуары со щитовым
покрытием и плавающим понтоном емкостью от 100 до 5000 м3
(проект Гипроспецнефти, 1957 г.).
10. Вертикальные цилиндрические резервуары с плавающими
крышами без стационарной кровли емкостью от 400 до 5000 м3
(проект Гипроспецпромстроя, 1959 г.).
Из стальных резервуаров перечисленных типов широкое рас-
пространение получили резервуары со щитовым покрытием.
Резервуары других типов внедряются пока еще в недостаточных
масштабах.
Из резервуаров других типов небольшой емкости следует
отметить горизонтальные резервуары с плоскими и коническими
днищами — от 3 до 75 м3, сооружаемые по типовым проектам
ГПИ Проектстальконструкция и рассчитанные на избыточное
давление 0,4 кг!смг и вакуум не более 100 мм вод. ст.
В последние годы Московским инженерно-строительным инсти-
тутом были разработаны и в опытном порядке изготовлены гори-
зонтальные резервуары емкостью 50, 75 и 100 м3 с цилиндриче-
скими днищами (предложение Е. Н. Лессига). Эти резервуары
рассчитаны на избыточное давление до 0,7 кГ/смг и вакуум
500 мм вод. ст.
В 1959 г. ГПИ Проектстальконструкция разработал проекты
стальных вертикальных цилиндрических заанкеренных резервуа-
9
ров со сферическим покрытием емкостью 400, 700, 1000, 2000,
3000 и 5000 м3, рассчитанных на избыточное давление 1000, 1500,
2000 и 2500 мм вод. ст. Резервуары этой конструкции, имеющие
плоское днище и цилиндрический корпус, могут изготовляться
индустриальным методом и поэтому вероятно их широкое распро-
странение в народном хозяйстве.
Из конструкций смешанного типа следует отметить резервуары
института ГПИ-6 емкостью 5000 и 10 000 л3 траншейного типа,
из которых первые получили некоторое распространение, а вторые
намечены к опытному строительству. Сущность резервуаров этой
конструкции заключается в том, что металлическая облицовка
укладывается на песчаные боковые наклонные стенки и на плоское
песчаное основание. Облицовка продолжается в пределах верти-
кальных сборных стенок. Покрытие сборное, железобетонное.
Перспективы развития резервуаростроения п внедрения
новых конструкций
В соответствии с Указаниями по применению в строительстве
экономически выгодных и технически целесообразных типов
и размеров железобетонных и металлических резервуаров для
хранения нефти и нефтепродуктов, утвержденными Госстроем
СССР в I960 г.1, в ближайшие годы для хранения нефти и нефте-
продуктов наряду с железобетонными должны строиться металли-
ческие резервуары следующих типов и размеров по емкости:
а) наземные вертикальные цилиндрические с внутренним давле-
нием в газовом пространстве до 200 лл вод. ст. и вакуумом
25 лл вод. ст. номинальной емкостью 0,1; 0,2; 0,3; 0,4; 0,7; 1; 2;
3; 5; 10; 15 и 20 тыс. лг3;
б) наземные вертикальные с повышенным давлением и вакуумом
в газовом пространстве номинальной емкостью 0,1; 0,2; 0,4; 0,7;
1; 2; 3 и 5 тыс. л3;
в) вертикальные цилиндрические с плавающей крышей номи-
нальной емкостью 0,2; 0,4; 0,7; 1; 2; 3; 5; 10; 15 и 20 тыс. м3;
г) вертикальные цилиндрические с понтоном и кровлей номи-
нальной емкостью 0,2; 0,4; 0,7; 1; 2; 3; 5; 10; 15 и 20 тыс. м3;
д) горизонтальные номинальной емкостью 3; 5; 10; 25; 50; 75
и 100 м3.
В Указаниях Госстроя СССР отмечается, что до разработки
новых конструкций наземные стальные резервуары с внутренним
давлением до 200 мм вод. ст. и вакуумом 25 мм вод. ст., а также
резервуары с понтоном и кровлей или с плавающей крышей
должны строиться по типовым проектам Гипроспецпромстроя
(1957—1959 гг.); в отдельных случаях может быть допущено
«строительство резервуаров по Проектам ГПИ Промстройпроект
(1952-1953 гг.).
1 СН 90-60.
ю
Горизонтальные резервуары емкостью от 3 до 75 м3 должны
строиться по типовым проектам ГПИ Проектстальконструкция
(1952 г.).
До разработки типовых проектов резервуаров с повышенным
давлением и вакуумом допускается строительство стальных резер-
вуаров по проектам, разработанным Днепропетровским инженерно-
строительным институтом (ДИСИ).
Для хранения нефти, бензина и других нефтепродуктов с высо-
кой упругостью паров должны применяться металлические верти-
кальные цилиндрические резервуары с повышенным давлением,
резервуары с понтонами или с плавающими крышами и резервуары
с внутренним давлением в газовом пространстве до 200 мм вод. ст.
и вакуумом 25 мм вод. ст.
В Указаниях Госстроя СССР содержатся конкретные рекомен-
дации для перспективного проектирования и строительства метал-
лических резервуаров новых типов.
При строительстве в резервуарных парках, на базах и складах
предприятий металлических резервуаров, рассчитанных на давле-
ние в газовом пространстве до 200 мм вод. ст., для хранения нефти,
бензинов и других нефтепродуктов с высокой упругостью паров
должна быть предусмотрена автоматизированная газовая обвязка.
Выбор того или иного типа металлических резервуаров должен
быть обоснован технико-экономическими расчетами в зависимости
от климатических условий, условий эксплуатации и. характери-
стики нефти и нефтепродуктов, а также с учетом максимального
снижения потерь нефти и нефтепродуктов при хранении, уменьше-
ния общего расхода металла и сокращения капитальных затрат
на строительство баз и складов предприятий.
Для хранения светлых нефтепродуктов с низкой упругостью
паров (керосин, дизельное топливо и др.) и для хранения темных
нефтепродуктов и масел должны применяться металлические
вертикальные резервуары с внутренним давлением до
200 мм вод. ст.
Горизонтальные цилиндрические резервуары могут быть за-
глублены в землю на 0,8—1,2 м до верха резервуара и должны
применяться для хранения всех сортов нефтепродуктов.
При выборе емкости резервуаров следует учитывать целесо-
образность строительства на базах и складах наименьшего коли-
чества резервуаров для хранения каждого сорта нефтепродуктов.
В 1959—1961 гг. должны быть разработаны типовые проекты
металлических резервуаров следующих типов и размеров:
а) наземные вертикальные цилиндрические резервуары с вну-
тренним давлением в газовом пространстве до 200 мм вод. ст.
и вакуумом 25 мм вод. ст., номинальной емкостью 10, 15 и
20 тыс. м3-,
б) наземные вертикальные цилиндрические резервуары с пла-
вающей крышей номинальной емкостью 3, 5, 10, 15 и
20 тыс. лГ';
11
в) наземные вертикальные цилиндрические резервуары с пон-
тоном и кровлей номинальной емкостью 10, 15 и 20 тыс. м2;
г) наземные вертикальные цилиндрические резервуары с по-
вышенным внутренним давлением в газовом пространстве номи-
нальной емкостью 0,1; 0,2; 0,4; 0,7; 1, 2, 3 и 5 тыс. ж3;
д) горизонтальные цилиндрические резервуары номинальной
емкостью 100 .иу.
В целях дальнейшего совершенствования конструкций металли-
ческих резервуаров для хранения нефти и нефтепродуктов и
сокращения расхода металла на их строительство в 1959—1961 гг.
должно быть осуществлено экспериментальное проектирование
и строительство резервуаров следующих типов:
а) вертикальных цилиндрических с безмоментной (шатровой)
кровлей;
б) каплевидных и других форм с повышенным давлением и ва-
куумом в газовом 'пространстве;
в) вертикальных цилиндрических с понтонами (с кровлей)
и с плавающими крышами из неметаллических материалов;
г) горизонтальных цилиндрических с эллипсоидальными дни-
щами.
Все стальные резервуары для хранения нефтей, нефтепродуктов
и сжиженных газов подразделяются на две категории. Резервуары
первой категории предназначены для хранения нефтей и нефте-
продуктов под избыточным давлением до 0,7 кГ1см2 включительно
и проектируются по обычным нормам и техническим условиям.
Резервуары второй категории предназначены для хранения газов
(в том числе и сжиженных), пусковых и газовых бензинов под
избыточным давлением свыше 0,7 кПсм2. Такие конструкции
(сосуды) подведомственны Госгортехнадзору и проектируются
по специальным нормам и техническим условиям.
Исследования показывают, что для определения рациональных
областей применения резервуаров тех или иных типов необходимо
учитывать не только вид нефтепродукта и его свойства, например
упругость паров, но и условия хранения и оборачиваемости про-
дукта. При этом основными признаками являются упругость
паров и то избыточное давление, на которое рассчитывается резер-
вуар.
На основании учета ряда факторов и условий хранения можно
отметить рациональные области применения резервуаров разных
типов.
Высококипящие светлые нефтепродукты (керосин, газолин, от-
бензиненные нефти), масла и мазуты имеют низкую упругость па-
ров. Поэтому их можно хранить в обычных вертикальных цилиндри-
ческих резервуарах под избыточным давлением до 200 мм вод. ст.
Для борьбы с потерями от больших дыханий при высоких коэф-
фициентах оборачиваемости (оперативные резервуары, резервуары
головных станций нефтепроводов и т. д.) прежде всего следует
применять резервуары с плавающими крышами, а затем верти-
12
кальные цилиндрические резервуары с газокомпенсаторами низ-
кого давления.
. Для борьбы с потерями при малых дыханиях применяются
резервуары, работающие под давлением, резервуары с переменным
объемом газового пространства и вертикальные цилиндрические
резервуары с газокомпенсаторами низкого давления.
На нефтебазах, где резервуары наполняются сразу, и затем
в течение длительного времени не освобождаются, более целесо-
образно хранить нефтепродукты под давлением, чем улавливать
пары при низком давлении.
Особенности эксплуатации резервуаров и случаи
нарушения их прочности
Стальные резервуары для хранения нефтепродуктов являются
ответственными инженерными сооружениями. Чем больше объем
резервуаров, тем сложнее их конструкция и тяжелее условия
работы.
Наиболее тяжелые условия работы резервуаров связаны с тем-
пературными воздействиями. К ним относятся:
а) высокие положительные температуры внутри резер-
вуаров для хранения нефтепродуктов, подогреваемых до
+80° С;
б) низкие отрицательные температуры внутри резервуаров,
связанные с заливом холодных светлых нефтепродуктов из железно-
дорожных цистерн в зимнее время;
в) высокие положительные внешние температуры до 4-50° С
в летнее время и низкие отрицательные внешние температуры
до —50—60° С в зимнее время.
Значительная протяженность сварных швов, достигающая
в резервуарах больших емкостей нескольких километров, и нали-
чие технологических дефектов (подрезов, непроваров, шлаковых
включений, горячих и холодных мелких трещин и т. д.), вероят-
ность которых с увеличением длины сварных швов повышается,
особенно осложняют условия работы резервуаров.
Известную неопределенность в работу резервуаров вносят
неравномерные осадки по нижнему контуру и под днищем, вели-
чина которых возрастает с увеличением объема резервуаров.
Величина осадки зависит от гидрогеологических и географических
условий строительства и ввиду их многообразия не поддается
предварительной точной оценке.
Условия работы стальных резервуаров (особенно больших
емкостей) и исследование работы конструкций осложняются еще
и тем, что листовые тонкостенные сварные оболочки резервуаров
состоят, как правило, из листов разной толщины. Поэтому из-за
наличия нахлесточных швов и значительных начальных деформа-
ций (отклонений) эти оболочки находятся в неравномерном
напряженном состоянии. Оно резко отличается от состояния,
13
получающегося из теоретических расчетов гладких, плавно сопря-
гающихся тонкостенных оболочек.
Несмотря на резкое расхождение между фактическим напря-
женным состоянием тонкостенных листовых конструкций и резуль-
татами теоретических исследований, последние все же позволяют
оценить напряженное состояние всей оболочки и особенно влияние
краевого эффекта в пересечениях и местах скачкообразного изме-
нения толщины листов.
Однако для общей оценки фактического напряженного состоя-
ния или устойчивости сжатых элементов, определения действи-
тельной несущей способности конструкций необходимы экспери-
ментальные исследования резервуаров.
Характерной особенностью работы стальных резервуаров для
хранения нефтепродуктов является также создание в газовом
пространстве значительного избыточного давления (от испарения
или при заливе резервуара нефтепродуктом), а также вакуума
(при охлаждении или сливе нефтепродукта из герметически
закрытого резервуара).
Величина избыточного давления и вакуума регулируется
соответствующей дыхательной аппаратурой. Однако хранение
нефтепродуктов под большим избыточным давлением и вакуумом
способствует уменьшению потерь нефтепродуктов. В резервуарах
каждого типа рациональная величина избыточного давления
и вакуума определяется с учетом комплекса технико-экономиче-
ских показателей, например расхода металла, сложности кон-
струкции, производства работ и эффекта от сокращения потерь
нефтепродуктов. Увеличение избыточного давления обычно ослож-
няет конструкцию, но и одновременно улучшает экономические
показатели благодаря сокращению потерь нефтепродуктов.
Коррозийная среда (особенно при хранении сернистых нефтей)
также создает тяжелые условия для работы стальных резервуаров.
Опыт показывает, что коррозии наиболее сильно подвержены
днища, нижний и верхний пояса корпуса, а также покрытие.
Срок эксплуатации стальных резервуаров в значительной мере
зависит от мер защиты от коррозии, например применения спе-
циальных покрытий, протекторной защиты и др.
В практике строительства и эксплуатации стальных резервуа-
ров известны случаи нарушения прочности сварных цезервуаров,
а иногда и полного их разрушения.
По данным Американского нефтяного института в нефтяной
промышленности США с 1918 по 1953 г. зарегистрировано 32 случая
разрушения резервуаров большой емкости.
Разрушения резервуаров в нашей стране наблюдались главным
образом на эксплуатирующихся резервуарах при низких темпера-
турах, а также при испытании новых резервуаров водой. В послед-
нем случае причиной разрушения было, как правило, низкое
качество сварочно-монтажных работ, технологические дефекты
в сварных швах или применение некачественных сталей.
14
Процесс полного разрушения резервуара протекает обычно
следующим образом. Корпус разрывается по всей высоте по верти-
кали или несколько отклоняясь от нее. Из образовавшейся тре-
щины сильной струей начинает бить жидкость. Создающимся при
этом реактивным давлением жидкости корпус резервуара разво-
рачивается и отбрасывается в противоположную от начальной
трещины сторону на несколько десятков метров. Днище, как
правило, остается на месте и на него падает кровля с несущими
конструкциями.
Проследим характер разрушения резервуаров на двух примерах.
Рис. 3. Развертка корпуса резервуара с указанием трещин
(размеры даны в см).
Пример 1. Рабочий проект резервуара емкостью 4600 м3
был составлен на основании ГОСТ 2486-44. Диаметр 22 840 мм,
высота 11440 мм. Резервуар имел уторный уголок 75 х 75 х
X Ю мм, сегментное кольцо и внутренние накладки под вер-
тикальными стыками корпуса. Толщина листов соответствовала
проекту и составляла для первого пояса 8 мм, второго 7 мм и т. д.
Сварка конструкций резервуара выполнялась электродами
марки Э34 с меловой обмазкой, а швы сегмента электродами
с толстой обмазкой. Металл, из которого изготовлен резервуар,
по механическим характеристикам и химическому составу удо-
влетворял требованиям проекта того времени.
Во время испытания резервуара водой при высоте налива
10 м произошло разрушение стыкового шва пятого пояса: он
раскрылся на высоту 500 мм, но был заварен, и испытание про-
должалось. При высоте налива 10,9 м разрушился другой вер-
тикальный шов пятого пояса. Горизонт воды так же, как и в пер-
вом случае, был спущен до 6 м, а шов заварен.
При третьем испытании при уровне воды 10,6 м произошло
разрушение резервуара (рис. 3). Второй пояс разорвался по
15
вертикальному стыковому шву; частично трещина проходила
и по шву четвертого пояса, а во всех остальных поясах — по
основному металлу.
Начавшись со второго пояса, трещина прошла вниз по основ-
ному металлу первого пояса и уторного уголка и вверх по основ-
ному металлу третьего пояса, затем по горизонтальному
нахлесточному шву и основному металлу до верха резер-
вуара.
Дефекты, обнаруженные в сварных швах, показали, что
причиной разрушения было низкое качество сварных швов и при-
менение электродов с меловой обмазкой, а непосредственным по-
водом — динамическое воздействие от удара колеса автомашины
по трубопроводу, жестко присоединенному к резервуару на рас-
стоянии 1,5 м от места разорвавшегося стыка. Характер разру-
шения хрупкий, так как дефекты в сварном шве играли роль над-
реза при почти мгновенном разрушении.
Пример 2. Стандартный резервуар емкостью 4600 м3
с сегментным кольцом у днища, уторным уголком 100 х 100 х
X Ю мм и внутренними накладками под вертикальными стыко-
выми швами. Толщина сегмента 8 мм, первого пояса 12 мм,
а в остальных поясах соответственно проекту.
Испытания и химический анализ основного металла показали,
что частично была использована сталь марок Ст.5 и Ст.7 с содер-
жанием углерода 0,3—0,6%. Образцы металла из пятого пояса
дали относительное удлинение при разрыве 15,0—20,7% и удар-
ную вязкость 1,5—5,0 кГм/см3', содержание углерода здесь дохо-
дило до 0,44%.
Это приводит к выводу, что в резервуаре была использована
не соответствующая проекту сталь с высоким содержанием угле-
рода. В результате образовались трещины при испытании резер-
вуара водой. В местах трещин были поставлены внешние на-
кладки.
Резервуар разрушился после 3,5 месяца эксплуатации, в конце
зимы, при температуре воздуха минус 14—16° С. В момент раз-
рушения он был наполнен сырой нефтью на высоту 1030—1040 см.
На корпусе резервуара после его разрушения образовался ряд
продольных и поперечных трещин по сварным швам (рис. 4).
Разрушение резервуара началось с разрыва вертикального сты-
кового шва пятого пояса, затем линия разрыва .пошла вверх и
вниз от начальной трещины.
Из расположения частей корпуса после разрушения устано-
влено, что средняя часть корпуса оторвалась раньше и осталась
на месте, а две другие части были отброшены в противоположную
сторону. Значит, разрыв по двум направлениям от начальной
трещины мог произойти одновременно. Характер разрушения
хрупкий.
В данном случае причинами разрушения были применение
при сооружении резервуара стали марок Ст.5 и Ст.7 с высоким
16
содержанием углерода и низкое качество сварочных работ, чему
способствовало применение меловых электродов.
Разрушение резервуара объясняется стечением следующих
обстоятельств: высокого уровня наполнения резервуара, отно-
сительно низкой температуры воздуха, неравномерной закачки
нефти и технологических дефектов в сварных швах.
Анализ материалов, собранных во ВНИИСТ по вопросам ава-
рий резервуаров, приводит к следующим выводам.
1. Трещины, не вызывающие полного разрушения резер-
вуаров, наблюдаются в районах с устойчивыми отрицательными
температурами, например в Башкирии, на Урале, в Западной
Сибири, Среднем Поволжье и др. В южных районах СССР (Баку,
Рис. 4. Схема линий разрыва корпуса резервуара и расположение внешни х
накладок.
\Д\ 1 — внешние накладки на швах; 2 — накладка, закрывающая вырезанный треснувший
шов; 3 — по краю накладки; 4 и 6 — надрывы; 5 — по шву; 7 — по горизонтальному
шву; 8 — внешняя накладка на шве; 9 — лаз на корпусе.
Грозный, Краснодар) случаи появления трещин крайне редки.
2. Наибольшее количество трещин появляется в течение зим-
них месяцев. Из всех зафиксированных в течение года трещин
83% приходится на декабрь, январь, февраль.
3. Наибольшее количество трещин обнаруживается в узлах
сопряжения корпуса резервуара с днищем — крайних сегментах
или окрайках днища, нижнем уторном кольце и нижних поясах.
4. Исследования трещин в основном металле и в сварных швах
показывают, что разрушение происходит хрупко, без заметной
пластической деформации, т. е. образование трещин связано
с ухудшением пластических свойств металла при пониженных
температурах.
Большинство трещин (67 %) обнаружено в швах, сваренных
меловыми электродами с обмазкой Э-34.
Полное разрушение наблюдается чаще всего в резервуарах
емкостей более 2000 м3. Например, в Англии-ифев па ле, — марте
2 Заказ 863- | 17
1952 г. при испытании водой разрушились резервуары емкостью
14 000—16 000 м3, а в 1953 г. был разрушен резервуар емкостыо
16 000 л*3. Авария произошла во время испытания резервуара
водой при уровне 14,6 м. Листы резервуара были значительной
толщины (I пояс — 27,8 мм, II пояс — 25,4 мм, III пояс —
21,4 мм и т. д.).
Разрушения резервуаров с листами повышенной толщины
можно объяснить либо явными дефектами в сварных швах, либо
низким качеством металла, о чем свидетельствует небольшая
ударная вязкость металла при низких температурах (менее
3 кГм/см3 при температуре —20° С).
Необходимо отметить также большое влияние остаточных
напряжений в сварных конструкциях на прочность, главным
образом при хрупком состоянии металла, например при плоском
или объемном напряженном состоянии, низких температурах
и наличии концентраторов напряжений (подрезов, непроваров,
резких изменений сечений и т. д.). Если конструкция находится
в пластическом состоянии, например при положительных темпера-
турах, отсутствии дефектов и т. д., то остаточные напряжения
заметного влияния на прочность сварных конструкций не ока-
зывают.
Представляет интерес вопрос о влиянии остаточных напряже-
ний на начальный момент образования трещин (или на очаг тре-
щины). Исследования показывают, что хрупкая трещина в мало-
углеродистой стали не останавливается, а развивается дальше
со скоростью 1200—1800 м/сек, если напряжения в металле от
эксплуатационных нагрузок или других причин имеют величину
порядка 600—1100 кГ/см3. Испытания, проведенные во ВНИИСТ,
приводят к выводу, что распространение трещины зависит от
марки стали и температуры металла. В спокойных сталях тре-
щины, как правило, останавливаются при положительных темпе-
ратурах.
Суммируя результаты экспериментальных и теоретических
исследований по анализу причин нарушения прочности сварных
вертикальных цилиндрических резервуаров, можно сделать сле-
дующие выводы.
1. Образование трещин и дальнейшее их развитие происходят
по сварным швам или по основному металлу в зоне концентрации
сварных швов.
2. При полном разрушении резервуаров в местах образования
первых трещин обнаруживаются дефекты сварки или ранее
произведенные усиления (накладки, подварка швов и т. д.). Де-
фекты сварки наблюдаются и при образовании местных трещин,
не приводящих к полному разрушению.
3. Во всех случаях разрушение резервуаров протекает прак-
тически мгновенно. Характер разрушения хрупкий.
4. В нижней части стенок первого пояса, вблизи сопряжения
корпуса резервуара с днищем, возникают напряжения изгиба,
<8
достигающие 1500—1600 кГ/см1 2, которые при одновременном дей-
ствии кольцевых напряжений создают в этой зоне сложно-напря-
женное состояние х.
5. В условиях эксплуатации температура металла корпуса
резервуара может резко отличаться от температуры окружающего
воздуха; при этом в различных точках корпуса по его периметру
температура оказывается разной.
6. При подогреве нефтепродуктов наибольший перепад тем-
ператур наблюдается в нижнем узле резервуара; разница между
температурой корпуса и температурой выступающей части днища
при отдельных замерах составляла более 30° С, а между темпера-
турой продукта и температурой выступающей части днища
более 40° С.
Коренного улучшения условий работы вертикальных сварных
цилцндрических резервуаров и повышения качества строитель-
ных и сварочно-монтажных работ можно достигнуть только одно-
временным решением целого комплекса вопросов. К ним отно-
сятся:
1) устранение конструктивных недостатков;
2) применение качественных материалов (сталей, электродов,
сварочной проволоки, флюсов);
3) улучшение качества строительных работ по устройству
песчаного основания с более точным учетом грунтовых условий
на строительных площадках;
4) улучшение качества сварочно-монтажных работ в соответ-
ствии с технологическими правилами и техническими условиями;
5) обязательный пооперационный контроль всех стадий ра-
боты;
6) тщательный контроль при приемке резервуаров;
7) устранение дефектов геометрической формы резервуаров
и соблюдение вновь установленных допусков на отклонения;
8) обязательное соблюдение требований для производства ра-
бот в зимних условиях;
9) обеспечение строителей, монтажников и эксплуатацион-
ников техническими условиями, инструкциями и технологиче-
скими правилами;
10) улучшение условий эксплуатации резервуаров; чтобы
уменьшить дополнительные напряжения в нижнем узле резер-
вуара, необходимо утеплить его, в результате одновременно
снизится напряженное состояние и повысится ударная вязкость
стали.
Весьма важно также, чтобы исправно работали предохрани-
тельные клапаны, особенно вакуумные, неисправности которых
могут привести к тяжелым последствиям.
1 Установлено на примере исследования работы нижнего узла вертикаль-
ного цилиндрического резервуара емкостью 5000 м3.
2* 19
Как уже указывалось, одной из основных причин разруше-
ния резервуаров является применение в резервуаростроении
кипящих сталей, имеющих при низких температурах недостаточ-
ную ударную вязкость и склонность к хрупкому разрушению.
Во ВНИИСТ совместно с ЦНИИ черной металлургии были
проведены систематические исследования по изучению свойств
сталей и подбору соответствуюпщх марок спокойных (раскислен-
ных) сталей.
На основе этих исследований предложены новые марки ста-
лей, удовлетворяющие условиям работы нефтяных резервуаров
в различных климатических условиях СССР, а также разрабо-
таны технические условия СН 26-58, утвержденные Госстроем
СССР и введенные в действие с 1 октября 1958 г.
Для изготовления резервуаров допускается применение тех
марок углеродистых и низколегированных сталей, которые удо-
влетворяют требованиям по свариваемости и ударной вязкости
при отрицательной температуре (п. 40 указанных технических
условий).
Для автоматической сварки под флюсом должна применяться
сварочная проволока марки СВ-08, СВ-08А или СВ-08Г и СВ-08ГА
по ГОСТ 2246-54 и флюс АН-348А, ОСЦ-45 и другие плавленые
или керамические флюсы с аналогичными свойствами.
Ручная дуговая сварка должна выполняться электродами типа
Э-42А и Э42 по ГОСТ 2523-51.
Пригодность электродов, сварочной проволоки и флюса для
сварки определяют проверкой соответствия данных сертификата
требованиям ГОСТ 2523-51 «Электроды стальные для дуговой
сварки и наплавки», ГОСТ 2246-54 «Проволока стальная свароч-
ная» и заводским техническим условиям на флюс.
Независимо от наличия сертификата каждая партия электро-
дов, сварочной проволоки и флюса (не более 10 т) подвергается
внешнему осмотру и технологическим испытаниям согласно при-
ложению 2 СН 26-58.
Электроды, флюс или проволоку, не выдержавшие технологи-
ческого испытания, применять запрещается.
Допуски в резервуарах и их основаниях
Для установления рациональных величин допускаемых откло-
нений (допусков) образующих корпуса вертикальных цилиндри-
ческих резервуаров, ВНИИСТ в 1953—1954 гг. были проведены
обследования значительного числа резервуаров больших емкостей
в 5000, 3000 и 2000 м3, которые показали, что в большинстве
случаев (95%) резервуары имели отклонения, превышающие
принятые в типовых проектах допуски.
На основании материалов обследования и статистической их
обработки была составлена таблица допусков (табл. 1).
20
Таблица 1
Допускаемые отклонения образующих корпуса вертикальных
цилиндрических резервуаров емкостью 5000, 3000 и 2000 .и3 (проект 1955 г.)
Я» пояса Отклонения в наружную сторо- ну резервуара, мм Отклонения вовнутрь резервуара, мм
от проектного положения корпуса от вертикали, про- ходящей через нижнюю точку I пояса от проектного положения корпуса .от вертикали, про- ходящей через нижнюю точку I пояса
по типово-' му проекту рекоменду- емый до- пуск по типово- му проекту i рекоменду- емый до- пуск по типово- му проекту! рекоменду- емый до- пуск по типово- му проекту рекоменду- емый до- пуск
I 8 15 2 15 8 15 15 20
П 15 25 4 20 15 30 25 40
III 23 35 6 25 23 45 40 60
IV 30 45 7 30 30 60 50 75
V 37 60 9 35 37 70 65 95
VI 45 70 11 40 45 85 80 115
VII 53 80 13 45 53 100 90 130
VIII 60 90 15 50 60 110 105 150
Как видно из таблицы, рекомендуемые величины допусков
несколько превышают проектные; однако, если учесть, что на
практике, особенно в эксплуатируемых резервуарах полистовой
сборки, отклонения иногда доходят до 200 и 300 мм, можно счи-
тать, что предлагаемые допуски будут значительно ниже встре-
чающихся на практике.
Естественно, что уменьшение допусков улучшит калибровку
резервуаров. Очевидно, что при меньших допусках, которые
рекомендуются табл. 1, калибровочные таблицы дадут меныпие
отклонения от фактических емкостей. Применение же объемных
счетчиков вообще устранит все связанные с этим затруднения.
Однако проект допусков (табл. 1) не был включен в Техниче-
ские условия (СН 26-58) и потребовались дополнительные обсле-
дования для новых типов резервуаров.
Для уточнения величин допусков ВНИИСТ по поручению
Госстроя СССР в 1959 г. провел новое обследование резервуаров
из рулонных заготовок со щитовыми покрытиями, сооруженных
в 1958—1959 гг. монтажными организациями Главнефтемонтажа
по проектам Гипроспецпромстроя (б. Гипроспецнефти). Корпус
этих резервуаров в нижних поясах сваривается встык, а в верх-
них — внахлестку, со ступенчатым расположением поясов (в от-
личие от телескопического расположения листов, принятого
в типовом проекте ГИИ Промстройпроект для полистовой сборки
21
резервуаров). Поэтому корпус резервуаров со щитовым покрытием
будет ближе к вертикали. Конструкция самого щитового покры-
тия, как показывает практика, дает также возможность улучшить
геометрическую форму корпуса. Следует отметить по материалам
обследования, что некоторым монтажным организациям’ Глав-
нефтемонтажа удается значительно улучшить геометрическую
форму корпуса резервуаров, укладываясь в отдельных случаях
в проектные допуски.
На основании выполненных 'в 1959 г. новых исследований и
с учетом исследований 1953—1954 гг. был составлен новый проект
допусков (проект 1960 г.), который рекомендуется включить в
Технические условия в следующей редакции.
1. Допуски в построенном резервуаре после гидравлического
испытания его корпуса на прочность сварных соединений должны
удовлетворять одновременно следующим условиям.
а) Диаметры в резервуарах, смонтированных из заводских
рулонных заготовок и полистовым методом, измеренные на уровне
днища, не должны иметь отклонений от проектной величины
более чем:
для резервуаров емкостью 5000 м3 .... ±20 мм
» » » 3000 » .... ±16 »
» » » 2000 » .... ± 14 »
» » » 1000 » • . . . ± 12 »
Примечания. 1. Отклонения диаметров резервуаров
емкостью менее 1000 м5 должны быть не более двойной
толщины листа первого пояса корпуса.
2. Замеры необходимо производить рулетками не ниже
П класса точности.
б) Диаметр резервуара, смонтированного из заводских ру-
лонных заготовок, измеренный на уровне верхней кромки кор-
пуса, не должен иметь отклонений от проектной величины более
чем:
для резервуаров емкостью от 2000 до 5000 м3 . . . ±60 мм
» » » » 700 » 1000 » ... ±45 »
» » » » 300 » 400 » ... ±38 »
» » » » 100 » 200 » . . . ±30 »
Примечание. Для резервуаров, смонтированных полисто-
вым методом и имеющих телескопическое соединение листов
корпуса, отклонения диаметров от проектного положения до-
пускаются на 25% больше указанных выше величин.
в) Отклонение высоты корпуса от заданной в проекте не
должно превышать:
для резервуаров от 2000 до 5000 м3 ... ±50 мм
» » » 700 » 1000 » ... ±35 »
» » » 100 » 400 » . . . ± 25 »
г) Отклонения образующих корпус резервуара, смонтирован-
ного из рулонных заготовок и собранных полистовым методом,
от вертикали, проходящей через нижнюю точку первого пояса,
не должны превышать величин, указанных в табл. 2.
22
Таблица 2
Допускаемые отклонения образующих корпуса вертикальных
цилиндрических резервуаров, смонтированных из рулонных заготовок
(проект 1960 г.)
Со щитовым покрытием1
Емкость резервуара, м1 2 3 № пояса
I II III IV V VI VII VIII
2000—5000 8 15 23 30 38 45 53 60
700—1000 8 15 23 30 38 45 — —
300-400 8 15 23 30 38 — — —
100—200 8 15 23 30 — — —
Полистовым способом2
Емкость резер- вуара, м3 Направление отклонений № пояса
I II III IV V VI VII VIII
2000—5000 Во внутрь . . В наружную сто- 10 38 45 63 78 92 105 120
рону . . . 5 8 10 13 16 20 25 30
700—1000 Во внутрь . . В наружную сто- 10 38 45 63 78 92 — —
рону . . . 5 8 10 13 16 20 — —
300—400 Во внутрь . . В наружную сто- 10 38 45 63 .78 — — —
рону . . . 5 8 10 13 16 — — —
100-200 Во внутрь . . В наружную сто- 10 38 45 63 — — — —•
рону . . . 5 8 10 13 — — — —
1 Проверку геометрической формы корпуса резервуара необходимо про-
изводить по его периметру не реже чем через 6,0 м. Указанным отклоне-
ниям должны удовлетворять 80% произведенных замеров по образующим.
Для остальных 20% образующих допускаются отклонения на 50% больше,
с учетом их местного характера.
2 Приведенные в таблице величины отклонений в мм даны с учетом
телескопичности корпуса.
д) Стрела прогиба поверхности каждого отдельного пояса
в пределах его высоты не должна превышать 15 мм,
е) Местные отклонения (выпучины или вмятины) поверхности
корпуса от прямой, соединяющей нижний и верхний края дефект-
ного места вдоль образующей (без учета стрелы прогиба, указан-
ной в п. «д»), не должны превышать:
на расстоянии 1500 мм от края дефектного места ± 15 мм
» » 3000 » » » » » ± 30 »
» » 4500 » » » » » ± 45 »
ПРИ Других расстояниях.........................по интер-
поляции
23
ж) Отклонения от горизонтальности наружного контура по-
верхности гидрофобного грунта песчаного основания не должны
превышать 20 мм для двух соседних точек (на расстоянии 6 м)
и 40 мм — для диаметрально противоположных точек (для ре-
зервуаров емкостью 5000, 3000 и 2000 .и3).
з) Высота хлопунов днища не должна превышать 150 мм.
При большей высоте дефектное место подлежит исправлению
в соответствии с «Инструкцией» по ремонту резервуаров.
и) При возведении пес-
чаных оснований резер-
вуаров следует в соответ-
ствии с техническими
условиями СН 26-58 учи-
тывать грунтовые условия
(рис. 5) и строго соблюдать
требования к качеству ра-
бот. При этом отклонения
от горизонтальности на-
ружного контура днища
готового, но не заполнен-
ного резервуара, устано-
вленные нивелировкой, не
Рис. 5. Основание для вертикальных ци-
должны превышать:
для двух соседних то-
чек (на расстоянии 6 м)
20 мм (для резервуаров
емкостью 5000, 3000 и
2000 л«3);
для диаметрально про-
тивоположных точек 40 мм.
линдрических резервуаров. При наличии больших
о детали основания при песчаных и супесна- птт? ttottottetit пп тьптт'гхтхг
ных грунтах; б — при связных (глины, суглин- Отклонении ПО КОНТуру
ни); J — срезка растительного слоя; 2 — местный ОКраИКОВ ДНИЩа ДОЛЖна
грунт; 3— песчаная подушка; 4— гидроизоля- __..____ „ ,,,,___„
ционный слой; 5 — резервуар. быть произведена плотная
подбивка гидроизолирую-
щим грунтом в соответствии с пп. 20—24 СН 26-58.
Отклонения в заполненном резервуаре не должны превышать:
для двух соседних точек 30 мм; для диаметрально противополож-
ных 60 мм.
Большие отклонения, превышающие 100—120 мм для проти-
воположных точек основания резервуаров, должны быть ис-
правлены при очередном капитальном ремонте.
При отклонениях, превышающих перечисленные наибольшие,
резервуары должны быть освобождены от нефтепродуктов для
исправления их основания.
Для резервуаров емкостью 1000 и 700 .и3 отклонения
не должны превышать 75% от указанных, а в резервуарах
24
емкостью 400, 300, 200 и 100 м3 отклонения не должны превышать
половины указанных выше.
В заключение следует отметить, что, как показывает опыт,
в эксплуатационных условиях со временем осадка оснований
резервуаров увеличивается. Поэтому для резервуаров, находя-
щихся длительное время в эксплуатации, можно допустить наи-
большие отклонения для диаметрально противоположных точек—
до 150 мм.
ПРОЕКТИРОВАНИЕ И СТРОИТЕЛЬСТВО СТАЛЬНЫХ РЕЗЕРВУАРОВ
ЗА РУБЕЖОМ
Конструкции широко применяющихся резервуаров
Широкое распространение в зарубежной практике имеют
стальные резервуары, рассчитанные на хранение нефти и нефте-
продуктов под низким давлением — до 200 мм вод. ст. или пред-
назначенные для хранения нефтепродуктов без давления (напри-
мер, резервуары с плавающей кровлей).
Характерной особенностью резервуаростроения до 30-х годов
было применение прямоугольных и цилиндрических форм для
стальных резервуаров.
Ярким примером таких сооружений является прямоугольный
резервуар емкостью 45 200 м3, построенный в Калькутте. Расход
металла при этом составил 105 кг на 1 м3 емкости, т. е.
в несколько раз больше, чем необходимо для строительства цилин-
дрического резервуара той же емкости. Это объясняется нерацио-
нальной формой стенок, работающих на изгиб при любом соче-
тании нагрузок.
Большое распространение за рубежом получили стальные
цилиндрические клепаные резервуары (широкое же применение
сварки в зарубежном резервуаростроении началось после 1930 г.).
Следует отметить, что толщина стенок как клепаных, так и свар-
ных резервуаров в настоящее время за рубежом относительно
больше, чем в нашей стране. Это можно объяснить, с одной сто-
роны, строгой экономией металла в СССР, а с другой — более
высоким уровнем теории расчета.
Борьба с потерями нефтепродуктов ведется главным образом
путем применения резервуаров с плавающими крышами. В мень-
шей степени используются резервуары с дышащими крышами,
работающими аналогично мокрым газгольдерам, у которых
колокол в зависимости от величины избыточного давления под-
нимается на ту или иную высоту. В США такие конструкции
применяются в резервуарах малой емкости.
В этих случаях (рис. 6 и 7) в заполненном резервуаре плавает
мембрана из нерастворимого природного или искусственного
каучука или другого аналогичного материала. Мембрана закре-
25
плена на верху стенки резервуара и подвешена в виде гармоники
так, что ее боковые поверхности при высоком уровне жидкости
образуют складки, а при низком растягиваются. В любом случае
мембрана висит непосредственно над поверхностью нефти. Между
крышей резервуара и плавающей мембраной находится чистый
воздух, который при наполнении резервуара сжимается и в связи
с увеличением давления уходит через предохранительный клапан.
Слив нефти из резервуара производится снизу. При этом
изменяется положение уровня жидкости, мембрана опускается
и через вакуумный клапан в резервуар проходит свежий воздух.
Рис. 6. Резервуар с внутренней мембраной.
1 — нагнетательный клапан; 2 — вытяжной кла-
пан; 3 — приспособление для развертывания и
управления ею мембраны; 4 — отводящий про-
дуктопровод; 5 — пространство для паров (газов);
€ — чистый воздух; 7 — свободная предохрани-
тельная оболочка (мембрана); 8 —горючее.
Рис. 7. Резервуар с внутрен-
ней мембраной.
1 — приспособление, приводящее в
движение мембрану; 2 — закрепле-
ние мембнаны на станке резервуа-
ра; 3 — положение мембраны при
частичном заполнении резервуара;
4—положение мембраны при пустом
резервуаре; 5 — отводящий про-
дуктопровод; в — предохранитель-
ный клапан. ,
Таким образом, давление воздуха между крышей и мембраной
всегда сохраняется постоянным.
Если под мембраной и образуются газы от испарения, то они
не могут улетучиться, так как заслонены мембраной. Они могут
лишь немного поднять мембрану, и тогда посредством предохра-
нительных клапанов выравняется давление.
В резервуаре с мембраной не может образоваться смесь газа
и воздуха и поэтому устраняется опасность взрыва. Устройство
мембраны особенно рекомендуется для наземных резервуаров.
Резервуары с плавающими крышами начали применяться
в США примерно с 1922 г. Первые их конструкций имели форму
противня. В 1928 г. появились усовершенствованные конструк-
ции плавающих крыш в виде понтона. В дальнейшем были пред-
ложены конструкции Галахера, Контакузена, Крамера, Патрика,
Гортона, Дикмана, Кранца, Хаммонда и др. Однако наибольшее
распространение в зарубежной практике получили плавающие
крыши Виггинса.
26
Основным элементом плавающей крыши, отличающим одну
конструкцию от другой, является затвор, герметизирующий
пространство между плавающим на поверхности жидкости понто-
ном и корпусом резервуара. Создано много затворов различных
типов, однако почти все они оказываются сложными и неудоб-
ными в эксплуатации.
Плавающая крыша Виггинса состоит из понтона, металличе-
ского башмака, скользящего по стенке резервуара, прижимных
и подвесных устройств. В верхней части затвора для уплотнения
прикрепляется тканевая полость. Недостатками этой конструк-
ции являются ее сложность и значительный расход металла.
В дальнейшем были предложены затворы других типов с при-
менением нейлоновой ткани, покрытой специальным каучуком,
и др.
В настоящее время строительство резервуаров с плавающими
крышами широко развивается в ФРГ, где почти для всех случаев
хранения нефтепродуктов, содержащих легко летучие компо-
ненты, применяются эти конструкции.
Значительные затруднения, связанные с необходимостью на-
дежного уплотнения кольцевого зазора между крышей и резер-
вуаром, устранены сейчас созданием уплотнительных материалов,
обладающих хорошей устойчивостью к минеральным маслам
и различным атмосферным воздействиям. Из множества разра-
ботанных конструкций плавающего понтона удержались только
несколько стандартных форм, которые и варьируются в соответ-
ствии с условиями эксплуатации.
Для малых и средних резервуаров емкостью примерно до
5000 Л13 предпочитают двухнастильные (двухдечные) крыши,
а для резервуаров больших размеров строят, как правило, крыши,
имеющие кольцевой понтон со свободно лежащей на поверхности
жидкости центральной мембраной.
Весьма удобной и надежной при эксплуатации оказалась кон-
струкция плавающей крыши с новым безопасным кольцевым
затвором Виггинса.
Следует отметить также, что резервуары с плавающей крышей
из-за отсутствия в них газового пространства обеспечивают
большую взрывобезопасность, чем обычные резервуары с непо-
движной крышей. Интересные опыты, проведенные в США, пока-
зывают, что при плавающих крышах безопасны даже искусственно
организованные взрывы. Поэтому противопожарные мероприя-
тия в этих резервуарах оказываются гораздо более дешевыми,
чем в обычных. Как указывается в сообщении компании Эссо,
для резервуаров с плавающими крышами изготовление стацио-
нарных противопожарных устройств не обязательно.
В качестве примера рассмотрим цилиндрический резервуар
емкостью (нетто) 31 000 м3, с внутренним диаметром 54 660 м
и высотой 14 650 м. Этот резервуар сооружен во Франции (порт
Жером, 1956 г.) и является самым большим в Европе резервуа-
27
ром для хранения углеводородов. Вес корпуса резервуара с дни-
щем составляет 550 т, крыши — 210 т.
Монтаж резервуара был закончен за 3 месяца и велся по
нормам Американского нефтяного института и особым техниче-
ским условиям. Его корпус состоит из семи поясов толщиной
от 6,5 мм до 31,5. Пять нижних поясов имеют высоту по 2200 мм,
два верхних по 1800 мм. Вес каждого из 18 листов, составляющих
нижний пояс, 5500 кг.
Все листы пояса сваривались стыковой сваркой: вертикальные
швы с Х-образной разделкой кромок при скосе под 60° для пер-
вых пяти поясов, F-образной разделкой для шестого пояса и
прямыми швами для верхнего пояса; горизонтальная сварка про-
водилась К-образной разделкой кромок между пятью первыми
поясами, А-образной разделкой между пятым и шестым поясами
и прямыми между шестым и седьмым поясами.
Подварка корпуса выполнялась изнутри, причем создавалась
достаточно гладкая поверхность, обеспечивающая свободное дви-
жение плавающей крыши.
Листы днища толщиной 8 мм сваривались внахлестку только
с одной стороны. Уклон днища был принят равным 2% и напра-
влен к центральному очистительному приямку диаметром
1400 мм.
Сварка трех нижних поясов проверялась методом радио-
графирования. На других поясах так проверялись только вер-
тикальные швы.
Для плавающей крыши была принята конструкция Виггинса,
в которой непроницаемость углеводородов достигается двойным
затвором, состоящим из асбестовой ткани, пропитанной с одной
стороны неопрепаном, а с другой — тиоколом.
Схема действия плавающей крыши конструкции Гортона по-
казана на рис. 8, а, а общий вид на рис. 8, б.
В последние годы во Франции, Западной Германии и других
странах получили значительное распространение стальные резер-
вуары больших емкостей с плавающими кровлями.
Большое количество таких резервуаров построено в портах
Франции, ФРГ и Др. Так, например, в Дюнкерке построено
восемь резервуаров с плавающими крышами емкостью по
20 000 л«3 и два резервуара по 30 000 м3.
В Гавре имеются четыре резервуара емкостью по 15 800 м3,
пять по 13 000 м3 и пять по 10 000 м3.
В Марселе имеются восемь резервуаров емкостью по 30 000 м3,
один — 20 000 м3 и т. д.
Некоторое применение в зарубежной практике получили вер-
тикальные цилиндрические резервуары с дышащей крышей.
В этих конструкциях крыша не связана с корпусом, поэтому при
давлении в паро-воздушном пространстве, превышающем вес
крыши и связанных с ней цилиндрических поясов (обычно двух),
28
крыша поднимается до тех пор, пока давление паров не уравно-
весится с собственным весом крыши.
Резервуары с дышащей крышей имеют сложную систему
тросов, противовесов и гидравлический затвор и оборудованы
Рис. 8. Схема действия плавающей крыши и общий вид резервуара кон-
струкции Гортона (при верхнем положении крыши предотвращаются потери
нефтепродуктов).
— схема действия плавающей крыши:
1 — плавающая крыша (понтон); 2 — верх понтона; 3 — дно; 4 — вертикальная стенка;
5 — гибкая мембрана.
б — общий вид резервуара.
дыхательным и вакуумным клапанами, регулирующими величину
подъема и объем паровоздушного пространства.
Иногда резервуары с дышащей- крышей используются как
газосборникиждляАгруппы резервуаров со стационарной крышей.
Применение алюминия в резервуаростроении
Для хранения сернистых нефтей находят применение резер-
вуары с алюминиевыми крышами.
В отличие от обычных стальных резервуаров в них не обра-
зуются окислы, приводящие к воспламенению и взрывам. Однако
в местах сопряжения алюминия со сталью возможна гальвани-
зация.
Впервые алюминиевая сферическая кровля была сооружена
в Англии в 1945 г. при строительстве стального резервуара диа-
метром 22,4 м со стрелой подъема 1,83 м.
Обрешетина изготовлялась из труб длиной 6,1 м, диаметром
76,2 м, с толщиной стенок 5 мм, расположенных в меридиональ-
ном и кольцевом направлениях и соединяемых вставками из труб
меныпегб диаметра. Позднее (1946 г.) для удобства монтажа
29
стали применять обрешетку в виде квадратных секций 6,35 X
X 6,35 м.
Толщина алюминиевых листов кровли была принята равной
3 мм. Листы соединялись при помощи заклепок.
В дальнейшем перешли к сварке алюминия в среде инертных
газов. В 1948 г. было сооружено второе сварное алюминиевое
покрытие диаметром 34,5 м и весом 16 т.
Отдельные листы этого резервуара имели следующие харак-
теристики:
Толщина ли- ста, мм Предел прочно- сти на растяжение, кГ! см2 Предел теку- чести, кГ/см2
3 2950 1550
6 2110 1405
9 1970 1265
Самое большое алюминиевое покрытие диаметром 45 м и весом
23 т было построено в Биглесвейде; секции для обрешетки были
изготовлены из термически обработанного сплава алюминия
«Нораль 515'ЖР», а листы — из сплава «Нораль т Ы8/Нъ.
Указанные сплавы устойчивы против коррозии, хорошо сопроти-
вляются атмосферным воздействиям и не требуют окраски.
Исследованиями установлено, что при низких температурах
алюминиевые сплавы не становятся хрупкими.
Как известно, модуль упругости алюминия втрое меньше
Модуля упругости стали, величины же деформаций соответственно
больше. Следует учитывать также, что коэффициент линейного
расширения алюминия вдвое больше, а удельный вес примерно
втрое меньше, чем стали.
В применяемых алюминиевых сплавах предел текучести соста-
вляет 85% от предела прочности. Для больших резервуаров
рекомендуется сплав 61S-T6, имеющий предел прочности на рас-
тяжение 2850 кГ/см2, а предел текучести 2540 кГ/см2.
Для резервуаров разного назначения можно принимать сле-
дующие дифференцированные коэффициенты запаса:
сварные резервуары для хранения нефти . . 2,62
резервуары для воды.......................3,67
сосуды высокого давления..................4,50
Сооружение алюминиевых покрытий получило широкое раз-
витие в Англии, а также в Канаде. Так, на нефтепромыслах За-
падной Канады имеется около 450 резервуаров с алюминиевыми
крышами для хранения агрессивной сернистой нефти.
30
Конструкции современных резервуаров
Сравнительно широкое распространение за рубежом получили
стальные резервуары, предназначенные для хранения светлых
нефтепродуктов под повышенным избыточным давлением — до
0,5—0,7 кПсм2.
В 30-х годах появились радиальные резервуары, предшествен-
ники каплевидных и некоторые типы цилиндрических — со сфе-
рическими покрытиями и днищами.
Радиальные резервуары емкостью до 13 000 ма были рассчи-
таны на избыточное давление до 0,7 ати. Покрытие и днище
таких резервуаров, эксплуатируемых и в настоящее время в США,
состоят из радиальных секторов соответственно с выпуклой
и вогнутой поверхностями, позволяет воспринимать сравнительно
большое избыточное давление благодаря усиленным каркасам
и вертикальным стойкам. Подобные конструкции не могут,
однако, считаться рациональными, как по расходу металла, так
и по возможности индустриализации их изготовления и мон-
тажа.
В 1928 г. были построены первые сфероидальные резервуары
обтекаемой формы, так называемые сфероиды Гортона. Их по-
явление было вызвано возросшими требованиями нефтяной про-
мышленности, особенно быстрым развитием производства газо-
вого бензина.
Давление паров газового бензина гораздо больше, чем давле-
ние паров бензина первичной перегонки; при температуре +40° С,
оно составляет примерно 2,04 кГ/см2, т. е. соответствует избыточ-
ному давлению 1,04 кГ1сл?. Поэтому в теплую погоду при хране-
нии в обычных цилиндрических резервуарах газовый бензин
выкипает.
Потери от испарения газового бензина можно предотвратить
либо устройством рефрижераторных систем, либо хранением
его в емкостях под давлением. В первом случае для уменьшения
теплопроводности резервуары покрываются термоизоляцией. При
этом пары собираются в рефрижераторных установках и конден-
сируются путем сжатия и охлаждения. Указанный метод с успе-
хом применяется на нефтеперерабатывающих заводах. Во втором
случае продукты хранятся в резервуарах, построенных с расчетом
на внутреннее давление; при образовании паров их давление
увеличивается и испарение из резервуара прекращается.
Различают гладкие каплевидные и многоторовые резервуары
(сфероиды). Конструкция первого показана на рис. 9а, а конструк-
ция многоторового сфероида представлена на рис. 96 и 10.
Форма кривизны каплевидного резервуара зависит от объема
находящейся в нем жидкости, ее веса и рабочего давления. Это
означает, что гладкий сфероид для данного веса жидкости и рабо-
чего давления должен иметь постоянное отношение между высо-
31
6
Рис. 9. Конструкции гладких каплевидных резервуаров.
а — поперечный разрез простого сфероида; б — поперечные разрезы сложных сфероидов
той и диаметром. При увеличении объема высота должна быть
увеличена пропорционально диаметру.
Указанные соображения вынуждают ограничивать емкость
сооружаемых резервуаров приблизительно до 4750—6350 м3.
Так, общая глубина жидкости в каплевидном резервуаре емкостью
Рис. 10. Пересеченный (многоторовый) стероид с опорным кольцом.
Z — план раскроя пижней части оболочки; II — план раскроя верхней части оболочки;
III — план стропил; IV — план нижних о ец не т си тп.
1 — опорное кольпо; 2 — стойки из труб; «з — фермы и связи гаркэса; 4 — центральная
стойка; 5 — площадка с арматурой; 6 — лестница.
6350 м3 составляет примерно 15 м и, следовательно, грунт на
большинстве площадок, где сооружаются резервуары, будет
воспринимать нагрузку от жидкости высотой не более 15 м.
Отличительной чертой многогранных каплевидных резервуа-
ров по сравнению с гладкими является возможность изменения
их размеров в зависимости от заданных условий. Примем, что
расстояние между максимальным и минимальным горизонтами
жидкости в резервуаре составляет 12,2 м. Если грунтовые усло-
вия в данном месте не позволяют воспринять давление столба
3 Заказ 863. 33
Рис. 11. Каплевидный резервуар
системы Коке.
1 — приспособление, приводящее в дви-
жение мембрану; 2 — мембрана; з — по-
ложение мембраны при пустом резервуа-
ре; 4 — предохранительный клапан; 5 —
нефтепровод (для заполнения и опорожне-
ния); в — чистый воздух; 7 — воздух,
смешанный с парами (газами).
жидкости 12,2 м, высота резервуара может быть уменьшена путем
уменьшения радиуса бокового тора. При этом диаметр резервуара
может быть увеличен до такой степени, чтобы емкость резервуара
осталась неизменной.
Диаметр и емкость резервуара, имеющего заданную высоту
жидкости, могут быть увеличены также добавлением торов между
центральным шаровым куполом и боковым тором. Так, в много-
торовом резервуаре Гортона емкостью 12 700 м3 с избыточным
давлением 0,7 кГ/см2 имеется один промежуточный тор (рис. 96),
а в резервуаре емкостью 15 900 м3 — два тора (рис. 10).
Другим более поздним по времени сооружения типом резер-
вуара-сфероида является резервуар Геми, отличающийся от много-
торового резервуара Гортона
тем, что его боковая оболочка
представляет собой не тор, а
цилиндр.
Для достижения большей
экономии при расчете резер-
вуаров, работающих под дав-
лением, необходимо, чтобы
конструкция резервуара (обо-
лочка, кровля, днище)
под напряжением в двух на-
правлениях и все внутренние
элементы рассчитывались на
выполнение двух и более функ-
ций; например, колонны выдер-
живали сжимающую нагрузку
от кровли и растягивающую нагрузку от давления газа.
В резервуаре Геми первое из приведенных условий не
обеспечивается, так как в их цилиндрической оболочке под
давлением жидкости возникают напряжения только в попе-
речном направлении. Поэтому такие резервуары оказываются
экономичными лишь в случае небольших емцостей, когда
минимальная толщина листов будет больше толщины, необ-
ходимой для восприятия напряжения. Резервуары Геми
обычно проектируются емкостью до 4770 м3 на сравни-
тельно низкое рабочее давление от 0,17 до 0,35 кГ/см2
и широко используются для хранения моторного топлива.
Для хранения больших объемов применяются многоторовые
резервуары Гортона.
Для уменьшения потерь нефтепродуктов применяются также
резервуары' каплевидной формы системы Коке с мембраной
(рис. 11). Надувающаяся при наполнении мембрана может рабо-
тать по принципу гибкой оболочки и хорошо укладывается
по стенке резервуара. Газы, которые образуются под мембраной,
лучше уравновешиваются с находящимся над ней воздушным
слоем.
34
Применяются также системы «паровая сфера» и «паровой
свод», близкие к резервуарам с мембраной. «Паровая сфера»
(рис. 12, а), представляет собой баллон из эластичной пропитан-
ной ткани, расположенный в железобетонном куполе и соединен-
ный газопроводами с одним или несколькими резервуарами.
Ткань должна быть очень крепкой и стойкой. Пропитывают ее
для того, чтобы в нее не могли проникнуть пары легких углеводо-
родов. Для пропитки применяется синтетический каучук (тиокол,
пербунан, тиокол-латекс).
Как только в одном из резервуаров возникает избыточное
давление и предохранительный клапан открывается, улетучиваю-
Рис. 12. Резервуары системы «паровая сфера» и «паровой свод».
а — схема паровой сферы:
1 — предохранительный клапан; 2 — стальной резервуар; з — «паровая сфера» на не-
большом железобетонном резервуаре; 4 — полное заполнение сферы; 5 — неполное запол-
нение сферы.
б — схема «парового свода»:
1 — резервуар; 2 — предохранительный клапан; 3 — газо- и водонепроницаемая предо-
хранительная оболочка; 4—нефтепровод.
щаяся смесь газа и воздуха попадает в баллон и надувает его.
Если в нефтяном резервуаре вновь возникает нормальное или
избыточное давление, то из сферы в резервуар возвращается
столько газо-воздушной смеси, сколько может вместить резервуар.
Таким образом, «паровая сфера» представляет собой уравнитель-
ный резервуар газо-воздушной смеси.
«Паровая сфера» строится с таким расчетом, чтобы она могла
уловить улетучивающиеся газы, выходящие обычно в воздух.
Следовательно, она должна по меньшей мере «принимать» потери
от заполнения и испарения, которые зависят от частоты запол-
нения и скорости испарения.
«Паровой свод» (рис. 12, б) насаживается прямо на резервуар.
Крыша резервуара имеет полукруглую форму. Пропитанная мем-
брана надувается, когда от испарения возникают газы, и опу-
скается, когда газов нет.
В обеих конструкциях («паровая сфера» и «паровой свод»)
потери от дыхания уменьшаются, а потери от заполнения сво-
дятся к минимуму.
3*
35
Для уменьшения потерь нефтепродуктов применяется также
«газоуравнительная система», в которой группа обычных резер-
вуаров присоединяется к специальному газгольдеру. При повы-
шении давления в резервуарах выше расчетного газы уходят
в газгольдер или другие емкости. Такая система оказывается
весьма эффективной на нефтебазах с высокими коэффициентами
оборачиваемости.
Резервуары конструкции Рибо
Исследованиями, выполненными во Франции, установлено,
что при климатических условиях Франции для хранения бензи-
нов, у которых упругость паров при температуре 38,5° С в соот-
ветствии с техническими условиями равна 7000 мм вод. ст., прак-
тически достаточно иметь избыточное давление 1750 мм вод. ст.
Сооружение резервуаров большой емкости, способных выдер-
жать такое большое давление, сравнительно сложная задача.
Наилучшей в этих случаях является гладкая форма, например
каплевидная.
Дирекция французских нефтеочистительных заводов «Антар
петроль Атлантик» провела на своих новых нефтебазах иссле-
дования, длившиеся около 12 лет, с целью создания более эко-
номичных форм оболочек для восприятия больших избыточных
давлений.
Инженером Рибо была предложена конструкция вертикаль-
ных цилиндрических резервуаров с плоским железобетонным
днищем и эллиптическим куполом.
Принцип конструкции состоял в возможности соединения
железобетонной плиты днища с металлическим цилиндрическим
корпусом и торическим или эллиптическим покрытием.
Железобетонное днище воспринимает вертикальные усилия,
образующиеся по кольцу корпуса от давления газа на купол
покрытия.
Для сооружения резервуаров применена листовая мартенов-
ская сталь с пределом текучести 24 кГ/мм?.
Когда резервуар подвергается внутреннему давлению, усилия,
стремящиеся поднять резервуар, передаются вглубь стенкой или
опорными стойками.
Эти усилия, поднимающие резервуар, уравновешиваются при
наличии железобетонной плиты сопротивлением изгибу плиты.
Сопротивление также обеспечивается одновременно собственным
весом плиты и жесткостью, а также весом жидкости в резервуаре.
Если резервуар строят на каменистом грунте, плиту заменяют
металлическими анкерами, глубоко укрепленными в скважинах
и заполненных строительным составом, который подается под
большим давлением.
В 1949—1950 гг. был построен резервуар емкостью 3500 л3;
в 1951 г. — емкостью 10 000 л3; в 1954—1955 гг. — два одинако-
вых резервуара емкостью по 15 000 л3 каждый.
36
Позднее были построены резервуары общей емкостью
200 000 м3: в 1955—1956 гг. — первая очередь из пяти резервуа-
ров емкостью по 20 000 м3 каждый, в 1958 г. — вторая очередь,
также из пяти резервуаров той же емкости.
Резервуар емкостью 3 500 м3 имеет железобетонную фунда-
ментную плиту и стальные опорные стойки (рис. 13, а).
Удельный вес хранимого бензина 0,750. Давление газа при
эксплуатации с наличием бензина 1750 мм вод. ст., при испыта-
ниях водой 2250 мм вод. ст. Вакуум при эксплуатации был при-
нят 50 мм вод. ст., а при испытании 100 мм вод. ст.
Толщина плиты основания равна 0,40 м, диаметр днища
21,40 м. Плита покоится на 101 железобетонной свае сечением
30 X 30 см, длиной от 5 до 7 м, опирающихся на скалу.
Рис. 13. Резервуары конструкции Рибо емкостью 3500 и 10 000 м3.
а — резервуар емкостью 3500 м3:
1 — эллиптический купол; 2 — бензин; 3 — вода; 4 — железобетонная плита; 5 — грунт;
6 — сваи; 7 — скала.
б — резервуар емкостью 10 000 At3:
1 — сферический купол; 2 — четверть эллипса; з — бензин; 4 — стальные трубы; 5 —
железобетонная плита.
Днище не имеет металлической облицовки. Бензонепроницае-
мость обеспечивается цементной стяжкой. В месте сопряжения
плиты с металлической стенкой имеется прослойка из пластмассы
«Сика». Изоляция цемента от углеводородов осуществлена водя-
ной подушкой высотой 0,70 м.
Покрытие резервуара имеет гладкую полуэллипсоидную
форму с радиусами кривизны 10 и 5,50 м. Толщина листа покры-
тия равна 7 мм. Диаметр резервуара 20 м, высота 9,20 м, тол-
щина листов корпуса колеблется от 7 до 13 мм.
На уровне сопряжения корпуса с покрытием установлено
кольцо жесткости шириной 400 мм, обеспечивающее устойчивость
резервуара.
Вес металлического корпуса составляет приблизительно 86 т.
Вес резервуара обычной конструкции без давления такой же ем-
кости приблизительно равен 82 т.
Резервуар емкостью 10 000 м3 представлен на рис. 13, б.
37
Давление газа в нем при эксплуатации принято 1750 мм вод. ст.
при столбе жидкости 3 м и 1000 мм вод. ст. при высоте столба
меньше 3 м. При испытании водой давление принято 2000 мм
вод. ст. при столбе жидкости Зли 1000 мм вод. ст. при столбе
жидкости меньше 3 м.
Вакуум при эксплуатации принят 50 мм вод. ст., а при испы-
таниях 100 мм вод, ст.
Плита основания — железобетонная, армированная, толщи-
ной 0,40 м, диаметром 34,5 м.
Бензонепроницаемость обеспечивается металлической облицов-
кой плиты основания толщиной 3 мм. Покрытие представляет
собой торическое кольцо в четверть эллипса толщиной 7 мм (полу-
Рис. 14. Резервуары конструкции Рибо емкостью 15 000 и 20 000 м3.
а — резервуар емкостью 15 ООО м3:
1 — сферический купол; 2 — бензин; 3 — стальные трубы; 4 — грунт; 5 — сваи 32 х 32 с.и;
6 — скала; 7 — листовая облицовка железобетонной плиты; 8 — четверть эллипса.
б — резервуар емкостью 20 000 At8:
1 — сферический купол; 2 — четверть эллипса; з — бензин; 4 — плита по скалистому
грунту: 5, 6, 7 — анкерные болты; 5 — внутренние стойки.
оси а = 10 м', Ъ = 7 м) со сферическим центральным куполом
толщиной 6 мм и радиусом кривизны 9 м.
Внутренний жесткий пояс в сопряжении торического кольца
со сферическим куполом воспринимает усилия подъема, пере-
дающиеся восемью анкерами в стальных трубах диаметром
267 мм, основание которых заделано в железобетонной плите.
Стяжки — наклонные для наиболее удобного укрепления
в железобетонной плите.
Диаметр цилиндрического корпуса 32 м, толщина листов кор-
пуса от 12 до 19 мм, высота 7,5 м. Ширина наружного кольца
жесткости 600 мм. Общий вес стали составляет 212 т, из кото-
рых 20 т листового металла уложено на основание. Вес стали,
расходуемый на обычный резервуар такой же емкости, приблизи-
тельно равен 210 т.
Конструкция резервуаров емкостью 15 000 м3 приводится
на рис. 14. Основание, сваи и плита железобетонные. Корпус —
металлический. Давление газа при хранении бензина 1250 мм
вод. ст. при столбе жидкости от 1,5 до 19,7 м и 600 мм вод. ст.
38
при столбе жидкости менее 1,5 м. Вакуум при эксплуатации при-
нят 50 мм вод. ст., а при испытании 100 мм вод. ст.
Толщина плиты основания 0,50 м, ее диаметр 33 м с утолще-
нием по периферии для крепления корпуса.
Основание уложено на 221 железобетонную сваю сечением
32 X 32 см длиной 6—7 ж, укрепленную в скале.
Бензонепроницаемость обеспечивается облицовкой плиты осно-
вания листовым металлом толщиной 3 мм.
Усилие подъема центрального купола уравновешивается во-
семью металлическими наклонными стяжками из труб диаметром
267 мм, как и в предыдущем резервуаре.
Корпус резервуара цилиндрический, высотой 13,6 м, диамет-
ром 32 м. Толщина листов стенки от 11 до 22 мм. При монтаже
используется наружное кольцо жесткости толщиной 700 мм.
Вес металла 310 т вместе с металлической облицовкой осно-
вания. Вес аналогичного резервуара обычной конструкции соста-
вляет 305 т.
Резервуары емкостью 20 000 м3 применяются для хранения
сырой нефти с удельным весом 0,850. Давление газа при хранении
бензина или сырой нефти 1250 мм вод. ст. при столбе жидкости
меньшем 17 ж и 1500 жж вод. ст., при столбе жидкости мень-
шем 15,5 ж.
Вакуум при эксплуатации 50 мм вод. ст. при испытании
100 жж вод. ст.
В противоположность описанным выше резервуарам сооруже-
ние данных резервуаров проводилось в скалистых грунтах (гра-
нитных и кварцевых), что исключало необходимость сооружения
жесткой плиты из железобетона. Вместо обычной железобетон-
ной плиты на разровненную площадку укладывался небольшой
слой бетона. Усилия подъема, возникающие от давления газа,
уравновешивались анкерами, заложенными на большую глу-
бину с нагрузкой по 28 т. Всего было заложено 84 периферийных
и 10 внутренних креплений. Крепление осуществлялось заделкой
металлических пластин размерами 25 X 85 мм в скважинах диа-
метром 160 мм, пробуренных в скале. Глубина скважин соста-
вляла 4,5—5,5 ж.
Покрытие резервуара торическое, с кольцом в элипса (полу-
оси а = 12,5ж, 6 = 8ж), толщиной 8 и 7 жж и центральным сфе-
рическим куполом толщиной 6 жж и радиусом 12 ж.
В случае отсутствия жесткой армированной плиты основание
покрывается листовым металлом толщиной 8 мм. Высота цилин-
дрического корпуса составляет 10,2 ж, толщина листов стенки
14—25 жж. Диаметр корпуса 40 ж. При монтаже используется
наружное кольцо жесткости шириной 700 жж. Ба строительство
резервуара израсходовано 430 т металла и 8 т на анке-
ровку.
Сооружение резервуара без давления обычной конструкции
требует 410 т металла.
39
Исследования по проблеме хрупкого разрушения
и по выбору сталей для резервуаростроения
Значительное внимание уделяется за рубеясом исследованию
различных вопросов, связанных с авариями резервуаров.
Аварии двух крупных резервуаров на нефтеперерабатывающем
заводе в Фолей (Англия) в 1952 г. произошли при почти одинако-
вых обстоятельствах — во время гидростатического испытания
резервуаров перед пуском их в эксплуатацию. Один резервуар
разрушился при уровне воды 14,6 м, другой при уровне 11,6 м.
В обоих случаях непосредственной причиной разрушения яви-
лись дефекты сварки в первом сварном горизонтальном шве.
Образовавшиеся вначале внизу трещины распространились вверх
по корпусу вне всякой связи со швами. В листах толщиной более
16 мм разрыв имел характер хрупкого излома, а в более тонких
листах характер среза. Непровары оказались под тонким слоем
перекрывавшего их наплавленного металла. Вид излома явно
показывал, что непровары были началом возникновения трещин.
Сталь обоих резервуаров оказалась чувствительной к хрупкому
разрушению при температуре, при которой проводилось гидроста-
тическое испытание.
На основании изучения свойств сталей предложено при тол-
щинах листов более 22 мм применять вполне раскисленную сталь
вместо использовавшихся ранее обычных сталей; крупные резер-
вуары, где толщина листов более 22 мм, все вертикальные швы
просвечивать рентгеновскими лучами, а остальные швы выбо-
рочно.
В основу дальнейших исследований положена методика,
разработанная Робертсоном, доказавшим, что для каждого вида
стали существует определенная критическая температура — так
называемая критическая температурная точка СОД (стандарт
Ойл Девелопмент), выше которой трещины не распространяются.
Если подойти к этому явлению с точки зрения влияния напряжен-
ного состояния, можно сделать предположение, что имеются гра-
ницы напряжений, ниже которых трещины при определенной
температуре не будут развиваться; указанная методика испыта-
ния заключается в следующем. В сделанный на образце пропил
вставляется стальной клин. Затем участок образца с пропилом
охлаждают до определенной температуры и, создав в нем растяги-
вающее напряжение заранее намеченной величины, производят
удар по клину.
Опыты показывают, что пока отрицательная температура не
дошла до критической трещина не развивается. Но как только
температура становится равной или ниже критической, происхо-
дит хрупкое разрушение.
На основании испытаний строится кривая напряжений, вызы-
вающих хрупкое разрушение (рис. 15). Из этой кривой видно,
что после температуры, превышающей —18° (точка К), происхо-
40
дит резкое повышение разрушающего напряжения. Это значит,
что для стали рассматриваемой марки хрупкое разрушение может
произойти при значительно более высоком напряжении. При более
низких температурах, как следует из того же рисунка, напряже-
ния резко падают, т. е. образец может хрупко разрушиться при
небольших напряжениях.
Таким образом, если величина напряжения для данной тем-
пературы лежит выше рассматриваемой кривой, начавшийся
хрупкий излом будет продолжать развиваться; наоборот, если
напряжение в стальном листе для определенной температуры
окажется ниже кривой, трещина распространяться не будет.
Результаты исследований привели к следующим выводам.
1. Предлагаемый метод испытания достаточно полно отражает
условия, при которых произошла
авария резервуаров. Результаты ис-
пытаний и расчетные напряжения в
аварийных резервуарах Фолей по-
казывают хорошее совпадение.
2. Распространение хрупкого
излома для любой стали зависит от
напряжения и температуры. Хруп-
кий излом местного происхождения
не получает дальнейшего развития,
если напряжение в металле не пре-
вышает критического.
3. Для всех испытанных марок
сталей получены зависимости меж-
ду температурой и напряжением, при которых может быть
хрупкий излом. Установлено существование критической темпе-
ратуры, выше которой для распространения хрупкого излома
необходимо высокое напряжение металла. Ниже критической тем-
пературы напряжение падает постепенно.
4. Мелкозернистая, полностью раскисленная сталь превосхо-
дит по своим качествам обычную полураскисленную, или кипя-
щую, сталь, применяемую для резервуаров.
5. Для распространения начавшейся хрупкой трещины тре-
буется значительно меньшее напряжение, чем для ее образо-
вания.
6. Скрытые дефекты, например, трещина, перекрытая пленкой
наплавленного металла, могут быть причиной образования хруп-
кого излома. Если общее напряжение металла в момент разруше-
ния пленки окажется достаточно высоким, то хрупкий излом
может распространяться дальше.
7. Длина трещины при температурах, лежащих ниже крити-
ческой температуры, не влияет на величину напряжения, при
котором может продолжаться развитие трещины.
8. При температурах ниже критической геометрическая форма
и размеры образца не сказываются на результатах испытания.
Температура,°C
Рис. 15. Кривая напряжений,
вызывающих хрупкое разру-
шение.
41
При температурах же выше критической форма и размеры образца
оказывают известное влияние на хрупкий излом.
В дальнейшем была принята единая методика для испытания
всех образцов на изгиб, и критическая температура определялась
при напряжении 12,6 кГ/мм2, что соответствует обычным расчет-
ным напряжениям в резервуарах для нефтепродуктов. Темпе-
ратуру, при которой прекращается распространение хрупкой
трещины при испытании под указанным напряжением, было
предложено называть температурой хрупкости по СОД.
При испытаниях образцов разной ширины оказалось, что клин
с углом 15° создает более жесткие условия для появления трещин,
чем клин с углом 70°; углубление трещин в узком образце оказы-
вает большее влияние на распределение напряжений, чем в ши-
роком.
Было установлено также, что малоуглеродистые стали зна-
чительно лучше высокоуглеродистых и что содержание углерода
в них следует ограничить до 0,12%, с тем чтобы повысить содер-
жание марганца для поддержания требуемого предела прочности.
Чтобы предотвратить хрупкое разрушение резервуаров, необ-
ходимо обеспечить ударную работу сталей, при минимальной рабо-
чей температуре для образцов Шарпи с V-образным надрезом
(2,3 кГм), что для стандартного образца Шарпи соответствует
ударной вязкости 2,75 kTmIcm2, против 3 кГм'см\ принятой в
технических условиях СН26-58.
Проблема хрупкого разрушения резервуаров обсуждалась
на IV Международном нефтяном конгрессе. Ей был посвящен
специальный доклад, цель которого заключалась в том, чтобы
показать, каким образом при выборе марки стали для резервуаров
можно учесть ее сопротивление хрупкому излому.
Установлено, что характер и явление хрупкого разрушения
резервуаров для нефтепродуктов в принципе не отличается от
хрупкого разрушения других конструкций. Разрыв всегда начи-
нается в наиболее толстых сечениях конструкций; его начало
связано с местами резкого изменения геометрической формы,
где создаются местные концентрации, напряжения.
Принимается, что стандартные резервуары АР испытываются
водой при температуре 16°, и напряжение в каждом поясе опреде-
ляется в местах, расположенных на 300 ла выше оси нижнего
кольцевого сварного шва. Для используемых обычно сталей на-
пряжение в листе не должно превышать 13 кГ/мм2, так как проч-
ность сварного шва составляет 80% прочности основного ме-
талла.
По американским стандартам в резервуарах больших емкостей
(при диаметрах более 30 м) толщина листов превышает 22 мм,
а ширина составляет 1800 и 2500 льи. Поэтому в нижнем поясе,
где сосредоточены люки-лазы, подводка трубопроводов и другие
врезки, есть опасность хрупкого излома. В резервуарах для
подогреваемых нефтепродуктов, кроме того, особенно в зимнее
42
время, возникают еще дополнительные напряжения от пере-
пада температуры по толщине стенки.
Наиболее вероятным является распространение трещин в на-
правлении снизу вверх, а не сверху вниз, так как нижние пояса
состоят из более толстых листов и, как правило, напряженное
состояние в них выше.
Обычно предполагается, что в корпусе резервуара действуют
только кольцевые напряжения; в действительности же там воз-
никают и напряжения меридиональные. Поэтому напряженное
состояние фактически является двухосным. Но в резервуарах
возможно и объемное напряженное состояние, которое может
возникнуть из-за наличия острых надрезов и физической неодно-
родности, вызываемой на практике дефектами либо сварки, либо
самого металла. Явлений усталости в нефтяных резервуарах
не наблюдается.
В настоящее время считается, что в тщательно продуманных
конструкциях из сталей обоснованно выбранных марок при
хорошо выполненной технологии сварки можно устранить
причины, вызывающие трещины. Однако практически в опре-
деленных местах конструкций нельзя избежать зарождения
ограниченного числа трещин. Поэтому в принципе их распростра-
нение возможно и, следовательно, необходимо предусмотреть
условия, при которых развитие трещин ограничивается или
прекращается.
В этом отношении полезные результаты дают испытания
загруженных образцов по описанной выше методике Робертсона.
Необходимо отметить, что такое испытание растянутых образцов,
когда с одной стороны (надреза) они охлаждаются, а с другой —
подогреваются, равносильно действию ударной нагрузки. Это
обстоятельство, давно установленное Н. Н. Давидонковым, объя-
сняет, почему в аналогичных испытаниях применяется ударное
воздействие, когда, казалось бы, при хрупком разрушении
резервуаров никакого удара фактически нет.
Опыты Робертсона и других исследователей позволяют
сделать следующие дополнительные выводы.
1. Попытки остановить развитие трещин путем применения
«преградителей излома» не дают положительных результатов.
Этого можно достигнуть только подбором соответствующих марок
сталей и ограничением величины напряжений.
2. Более толстые листы имеют большую склонность к хруп-
кому излому.
3. Целесообразно в различных элементах резервуаров при-
менять разные марки сталей, например в нижних поясах, где
опасность возникновения и развития трещин больше, — улуч-
шенные спокойные мелкозернистые стали, в средних поясах —
иолу раскисленные, в верхних — кипящие и т. д.
4. Для оценки сопротивления сталей хрупкому излому могут
применяться разные методы: испытание на удар по методу Шарпи,
43
испытание на изгиб надрезанных образцов на основе исследования
волокнистости излома по методу Вандервина, метод Пеллини,
метод Робертсона.
Работами Пеллини и Пузака установлено, что образование
трещин в кипящих или полураскисленных сталях затруднено
при температуре ниже температуры перехода при работе излома
образца Шарпи с V-образным надрезом, равной 1,38 кГм. Рас-
пространение трещин затруднено также, если температура, при
которой началась трещина, выше температуры перехода при
значении работы излома 2,76 кГм.
Испытания большого числа образцов указанными методами
показали следующее.
1. Для обычных кипящих и полуспокойных сталей темпера-
тура, при которой значение ударной вязкости по Шарпи состав-
ляет 3,5 кГ1см\ практически совпадает с температурой пере-
хода, полученной другими методами испытания.
2. Для мелкозернистых спокойных нормализованных сталей
пределы температур перехода по методам Пеллини и Робертсона
оказываются выше, чем температура, при которой ударная
вязкость по Шарпи составляет 3,5 кГм/см2.
3. Для томасовских сталей, приготовленных в опытном по-
рядке с использованием кислородного дутья, получены следую-
щие данные:
а) для кипящей стали — зона перехода от —5 до +15°;
б) для полуспокойной обычной стали от —5 до+5°;
в) для спокойной мелкозернистой нормализованной стали
от —35 до —25°.
В интервале температур от —5 до—25° имеется место для
сталей промежуточных сортов.
Таким образом, проблема хрупкого излома может быть решена
путем подбора соответствующих марок сталей, улучшения тех-
нологии сварки с целью устранения сварочных дефектов и
учета фактического напряженного состояния несущих элемен-
тов рассматриваемой конструкции.
Глава II
КОНСТРУКЦИЯ И РАСЧЕТ ВЕРТИКАЛЬНЫХ
ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ РЕЗЕРВУАРОВ НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ
КОНСТРУКЦИИ РЕЗЕРВУАРОВ С ЖЕСТКИМИ ПОКРЫТИЯМИ
В 1952 и 1953 гг. ГПИ Промстройпроект были разработаны
типовые проекты вертикальных цилиндрических резервуаров,
значительно отличающихся от строившихся ранее резервуаров
Рис. 16. Резервуар емкостью 5000 м3, изготовленный полистовым способом
с телескопическим расположением листов корпуса (проект 1952 г.).
а — вид спереди; б — разрез; в — план покрытия резервуара.
I — полуфермы; 2 — кольцевые балки; 3 — радиальные балки; 4 — центральная стойка;
5 — опорная стойка фермы; 6 — растяжки; 7 — связи.
План радиальных План по верхним
далон поясам ферм
как по своей конструкции, так и по маркам, применяемых для
их сооружения сталей и электродов.
Конструкция резервуара по типовому проекту 1952 г.,
предусматривающему монтаж корпуса полистовым способом,
представлена на рис. 16. По проекту 1953 г. монтаж производится
из рулонных заготовок.
В этом случае четыре нижние пояса в кольцевом направлении
свариваются в стык, а верхние — внахлестку. Вертикальные
швы на всех поясах — стыковые.
Конструкция покрытия, принятая в обоих проектах, одно-
типная и состоит для резервуаров емкостью 1000 л«3 и более из
полуферм, прогонов, радиальных балок и связей. По радиальным
балкам укладывается листовой настил толщиной 2,5 мм, прива-
риваемый к балкам потолочными швами, электрозаклепками
или наплавными швами.
Кольцевые балки (прогоны) крепятся к полуфермам на бол-
тах, для чего к фермам привариваются соответственно направ-
ленные косынки. К прогонам привариваются коротыши из
уголков, служащие для крепления радиальных балок; для опоры
же этих балок привариваются к корпусу коротыши из уголков.
Сверху радиальных балок укладываются листы кровли, которые
привариваются к балкам электрозаклепками или наплавленными
швами. Для облегчения этой трудоемкой операции во ВНИИСтрой-
нефть в 1954 г. был разработан специальный электрозаклепочник,
резко повысивший производительность труда.
До 1952 г. в практике резервуаростроения широко приме-
нялась конструкция днищ с сегментным кольцом, соединение
нижнего пояса с днищем осуществлялось при помощи уторного
уголка, а вертикальные швы для соединения листов поясов
выполнялись в стык с накладками.
В дальнейшем, из-за выявившихся недостатков, от приме-
нения этих соединений отказались.
Опыт эксплуатации показал, что сегментные кольца, уторные
уголки и внутренние накладки являются «слабым местом» в свар-
ных листовых конструкциях и источником концентрации напря-
жений. При низких температурах в сварных швах и в околошов-
ной зоне возникают трещины, которые распространяются в зону
основного металла.
Обследование состояния сварных резервуаров и изучение
причин нарушения прочности, проведенные во ВНИИСтройнефти
в 1950—1955 гг., показывают, что в сварных вертикальных швах
обнаруживается значительное количество технологических дефек-
тов в виде подрезов и непроваров со стороны корня шва. Большое
количество трещин наблюдается также в стыках сегментных
колец.
С 1953 г. днища изготовляются без сегментных колец, а вер-
тикальные швы свариваются в стык с подваркой со стороны
корня шва, что существенно улучшило качество сварных швов
и уменьшило количество дефектов в них.
Кроме того, в проектах 1952 и 1953 гг. для резервуаров
емкостью 5000 -и3 несколько увеличены толщины первого пояса
и окрайков днища по сравнению с ГОСТ 2486-44. В частности,
для резервуаров емкостью 5000 м3 толщина листов первого пояса
была принята 10 мм вместо 8 мм, а окрайков 8 мм вместо 6 мм.
46
Уточненные статические расчеты, выполненные во
ВНИИСтройнефти в 1952 г., и последующий детальный анализ
показали, что при этом напряжения в нижнем узле резервуара
значительно снижаются. Как было установлено, напряженное
состояние нижнего узла резервуара зависит от трех факторов:
а) толщины листов первого пояса и днища;
б) величины выступа окрайков днища за корпус;
в) жесткости основания (коэффициента постели).
Установлено, что увеличение толщины листов корпуса и
днища на 2 мм и уменьшение выступов окрайков со 100 до 50 мм
приводят к значительному снижению напряжений в нижнем
узле резервуара емкостью 5000 м3.
В проектах 1952 и 1953 гг. по сравнению с ГОСТ 2486-44
толщина шестого пояса увеличена с 4 до 5 мм. Это благоприятно
сказалось на увеличении жесткости корпуса и улучшении формы
резервуара.
Всесторонние исследования показали, что швы внахлестку
имеют определенные преимущества перед стыковыми; в этих
швах при тонких листах не требуется обработки кромок, сильно
упрощается монтаж и значительно увеличивается пространствен-
ная жесткость резервуара, что весьма важно для восприятия
вакуума и ветровой нагрузки.
Так, в районе Астрахани резервуары с соединением листов
внахлестку успешно воспринимают ветровую нагрузку. При
стыковых швах корпус требует дополнительного усиления коль-
цами жесткости.
По этим соображениям для резервуаров емкостью 5000 м3
принята наиболее рациональная конструкция корпуса: нижние
четыре пояса в кольцевом направлении свариваются в стык,
а верхние четыре внахлестку. Сварка нижних поясов в стык
принята для удобства сворачивания корпусов в рулоны и недо-
пущения в них остаточных деформаций.
Успешное строительство первых опытных резервуаров разной
емкости со щитовыми покрытиями и положительные результаты
их испытания позволили Гипроспецнефти разработать типовые
проекты вертикальных цилиндрических резервуаров емкостью
от 100 до 5000 м3. Корпус и днище таких резервуаров монти-
руются из рулонных заготовок заводского изготовления.
В 1955 г. были запроектированы резервуары емкостью 2000 и
5000 м3 с двумя вариантами щитов и центральной стойкой.
В одном варианте щиты имели трапецеидальную форму с распо-
ложением несущих прогонов в радиальном направлении, в другом,
названном вариантом с прямым раскроем щитов, несущие прогоны
располагаются в двух взаимно перпендикулярных направлениях.
Центральная стойка также запроектирована в двух вариан-
тах: в виде решетчатой конструкции, база которой бетонируется
для уравновешивания давления от избыточного давления, и
в виде трубы, засыпаемой с той же целью сухим песком.
47
Конструкция подобного резервуара и его щитовое покрытие
(из щитов трапецеидальной формы) показаны на рис. 17. Цент-
ральная стойка решетчатая, приспособлена для наворачивания
рулона днища.
Диаметр резервуара 22,79 м, высота корпуса 11,845 м, высота
кровли 570 мм, длина (радиус) щита 9,545 м, вес щита (включая
треугольную часть) 1717 кг, диаметр центрального щита 3,8 м,
его вес 1948 кг, высота центральной стойки 11,88 м, вес 1345 кг.
Корпус резервуара в этом проекте имеет следующие особенности:
Рис. 17. Конструкция резервуара
емкостью 5000 .и1 2 3 со щитовым по-
крытием. Проект Гипроспецнефти
1955 г. (вариант 1).
а — вертикальный разрез; б — план щи-
тов; в — монтажная схема щитов.
/f
1) вертикальные швы на всех восьми поясах свариваются
в стык, причем на четырех нижних поясах они совмещены, а на че-
тырех верхних выполнены вразбежку;
2) горизонтальные швы четырех поясов соединяются в стык,
а начиная со шва, между четвертым и пятым поясами, до самого
верха делаются внахлестку.
Учитывая, что высота щитов меньше, чем высота стропильных
ферм в прежних проектах, и для увеличения пространственной
жесткости верхних поясов для восприятия ветровой нагрузки
и вакуума, толщина седьмого и восьмого поясов принята 5 мм
вместо 4 мм по проекту 1952—1953 гг. С этой же целью внутри
резервуара в пределах седьмого и восьмого поясов устанавли-
ваются двутавровые стойки, привариваемые к поясам прерыви-
4S
стым швом; они же служат столиками для несущих элементов
покрытия. Общее количество щитов 12 суммарным весом (вклю-
чая центральный щит) 22,135 т.
Диаметр днища должен быть больше диаметра резервуара
на 100 мм, т. е. окрайки днища должны выступать за корпус
(с учетом толщины нижнего пояса) на 40 мм. Обычно днище
имеет несколько больший диаметр, и обрезка его окрайков про-
изводится на месте.
Под днищем резервуара в пределах центральной стойки ника-
кого фундамента не делается. Для уравновешивания вертикаль-
Рис. 18. Конструкция резервуара емкостью 2000 м3 со щитовым покрытием.
а — вертикальный разрез; б — план щитов покрытия.
1 — монтажный стык корпуса; 2 — центральная стойка диаметром 630 х 8 мм; 1—4 —
толщина листов корпуса.
них сил, возникающих в пустом или почти пустом резервуаре
от избыточного давления 200 мм вод. ст., предусмотрена бетонная
пригрузка в нижней части центральной стойки объемом 11 л3.
Во втором варианте центральная стойка запроектирована
в виде стальной трубы диаметром 1220 мм, сваренной из листо-
вой стали толщиной 8 мм. Труба заполняется песком для созда-
ния пригрузки (противовеса); объем песка 13 м3. Трубчатая
стойка приспособлена для наворачивания на нее рулонов днища,
для чего, кроме нижнего и верхнего колец жесткости, имеются
еще два съемных промежуточных кольца (из швеллера № 12)
диаметром 2660 мм.
По указанным проектам был построен ряд резервуаров, опыт
сооружения и эксплуатации которых позволил установить наи-
более .рациональные конструкции.
В связи с этим Гипроспецнефтыо в 1957 г. были разработаны
типовые проекты резервуаров всех емкостей от 100 до 5000л3.
На рис. 18 изображена конструкция резервуара по этому
проекту емкостью 2000 м3.
Корпус и днище резервуара запроектированы с учетом воз-
можности рулонирования. Перед транспортировкой корпус навс^-
4 Заказ 863 49
рачивается на шахтную лестницу, а днище на центральную
стойку.
Вертикальные швы всех восьми поясов корпуса свариваются
в стык. Два нижних пояса в кольцевом направлении свариваются
также в стык с совмещением вертикальных стыков в пределах
обоих поясов; все остальные кольцевые швы верхних поясов
свариваются внахлестку, причем вертикальные швы расположены
вразбежку. В пределах от третьего до восьмого поясов листы
соединяются не телескопически, а смешанным способом.
Диаметр резервуара 15,18 м, высота его корпуса 11,845 м,
высота центральной стойки 11,88 м, уклон кровли 0,05.
Вес металла корпуса составляет 21,6 т, вес отдельного щита —
0,543 т, суммарный вес всех основных 14 щитов и центрального
щита 7,7 т, вес центральной стойки 1,345 т.
Диаметр днища принят больше диаметра резервуара на 100 л.и.
Для уравновешивания вертикальных сил, возникающих от
избыточного давления 200 мм вод. ст., в пустом или почти пустом
резервуаре предусмотрено бетонирование базы центральной
стойки или заполнение трубы песком.
Типовые проекты 1957 г. были разработаны для резервуаров
емкостью 100, 200, 300 , 400, 700, 1000, 2000, 3000 и 5000 м3.
В этих проектах (в отличие от проекта 1955 г.) щитовое покрытие
запроектировано только в виде секторов трапецеидальной формы,
а центральная стойка — в виде трубы.
Щиты покрытия запроектированы в двух вариантах: для
снеговой нагрузки до 100 кПмъ включительно и для нагрузки
150 кГ/л2.
Для географических районов с ветровой нагрузкой в 55 и
100 кГ!мг в проекте предусматривается усиление корпуса резер-
вуара кольцом жесткости.
РЕЗЕРВУАРЫ С БЕЗМОМЕНТНОЙ КРОВЛЕЙ
В последние годы А. С. Арзуняном была предложена новая
конструкция покрытия в виде так называемой безмоментной
кровли (рис. 19), т. е. кровли из листов толщиной 2,5—3 мм,
которая опирается на центральную стойку и корпус резервуара
и за исключением крайних зон работает на растяжение в наивы-
годнейших для стали условиях. Она не имеет никаких несущих
жестких элементов, кроме периферийного каркаса п зонта цен-
тральной стойки (рис. 20).
Днище и корпус резервуара в этом случае такие же, как и
у типового вертикального цилиндрического резервуара. В центре
резервуара располагается стойка, которая оканчивается вверху
коническим металлическим зонтом. Корпус для жесткости обвязан
поверху кольцевым коробчатым каркасом. Пространство между
зонтом центральной стойки и каркасом стенки перекрыто сво-
бодно провисающими металлическими секторами кровли, работаю-
50
щей в основном на растяжение
исключением зоны центральной
кающей к корпусу.
и не испытывающей изгиба, за
стойки и краевой зоны, примы-
Рис. 19. Конструкция резервуара емкостью 3000 м3 с безмоментной кровлей:
а — вертикальный разрез; б — настил покрытия.
Рис. 20. Детали резервуара с безмоментной кровлей.
а — зонт (варпант I); б — зонт (вариант II); в — башмак; г — кольцо жесткости.
Для резервуара емкостью 3000 м3 центральная стойка выпол-.
йена из трубы диаметром 325 мм и сделана выше корпуса резер-
вуара на 1,5—2 м, благодаря чему обеспечивается уклон для,
стока осадков. У верхнего конца она имеет форму зонта, изго-
4* 51,
товленного для резервуаров емкостью 3000 и 5000 м3 из листовой
стали толщиной соответственно 8 и 10 мм. Зонт соединяется
с трубой на сварке при помощи косынок (рис. 20, а и б).
Центральная стойка устанавливается на днище резервуара
на специальном башмаке (рис. 20,б). Разработаны две конструк-
ции стойки: в первой труба наглухо приваривается к днищу, во
второй труба скользит в башмаке.
Привариваемый к корпусу в виде кольца жесткости верхний
периферийный каркас состоит из верхнего обвязочного уголка
корпуса (рис. 20,г) и трех дополнительных уголков, идущих
по всему периметру. Все они соединены между собой в радиаль-
ном направлении уголками и планками, расположенными с опре-
деленным шагом. Сверху каркаса уложена листовая сталь тол-
щиной 4 мм. Для резервуаров меньших емкостей (1000 и 2000 м3)
каркас, кроме обвязочного уголка корпуса, имеет один или два
кольцевых уголка. Для резервуаров емкостью меньше 1000 м3
периферийного каркаса не делают.
Безмоментная кровля построенных резервуаров изготовлена
из листовой стали толщиной 2,5 мм.
Кровля предварительно заготовляется на заводах или на
стеллажах из стандартных листов в виде прямоугольника, пло-
щадь которого равняется площади всей кровли резервуара.
Одна из сторон прямоугольника равна радиусу кровли, а вто-
рая — половине ее периметра. После сварки всего прямоуголь-
ника он разрезается на секторы — трапеции с криволинейными
основаниями. При таком методе почти исключаются отходы
кровельного металла.
Кровля изготовляется на строительной площадке возле резер-
вуара или на специализированных установках и может быть
свернута в рулон длиной, равной радиусу резервуара. В качестве
барабана для сворачивания и доставки на место монтажа рулона
кровли можно использовать центральную стойку резервуара.
Резервуары с безмоментной кровлей разной емкости эксплуа-
тируются в нашей стране на многих нефтебазах.
Первый резервуар емкостью 1210 м3 с безмоментной кровлей
был построен в 1950 г. в бензиновом парке крекинг-завода в рай-
оне Одессы. Так как строительство шло в действующем парке,
по требованию пожарного надзора резервуар собирался на рас-
стоянии 120 м от проектного положения. После монтажа он был
передвинут к своему фундаменту через пересеченную местность.
При этом днище сильно деформировалось, но как только резер-
вуар поставили на песчаное основание, оно приняло свою
первоначальную форму.
В 1951 г. в районе Херсона были построены и введены в экс-
плуатацию резервуары с безмоментными кровлями емкостью
4600 и 3000 м3 для хранения светлых и темных нефтепродуктов
и емкостью в 100, 200 и 400 м3 для солярового масла и керосина.
Там же сооружены два резервуара с безмоментной кровлей малой
52
емкости (до 100 м3) и один резервуар емкостью 500 м3. Все они
имеют толщину листов кровли 2,5 мм. За время эксплуатации
заметного уменьшения толщины листов кровли от внешней или
внутренней коррозии не зафиксировано.
Несмотря на то, что опыт хранения светлых нефтепродуктов
в резервуарах с безмоментной кровлей дал положительные резуль-
таты (частичное сокращение потерь), автор конструкции считает
целесообразным применять их только для хранения темных
нефтепродуктов. Светлые же нефтепродукты рекомендуется хра-
нить в резервуарах с безмоментной дышащей кровлей и сколь-
зящей центральной стойкой.
Из других конструкций резервуаров с безмоментной кровлей
назовем опытный резервуар емкостью 5000 .и3, сооруженный
в 1959 г. под Москвой по проекту ВНИИСТ, и резервуар емкостью
5000 м3 конструкции Гипроспецпромстроя Ч
РЕЗЕРВУАРЫ С ПЛАВАЮЩИМИ КРЫШАМИ (ПОНТОНАМИ)
В практике отечественного резервуаростроения приняты два
типа резервуаров с плавающими крышами:
а) резервуары с плавающим понтоном и стационарным покры-
тием в виде щитов или безмоментной кровли;
б) открытые сверху резервуары с плавающим понтоном,
играющим в верхнем положении роль крыши.
Резервуары первого типа обычно называются резервуарами
с плавающим понтоном, а второго — с плавающей крышей.
В настоящее время применяются плавающие крыши двух
видов.
1. Двойная понтонная крыша представляет собой понтон,
разделенный на ряд герметических отсеков, благодаря которым
она оказывается практически непотопляемой. Воздушный экран
между верхними и нижними поверхностями крыши служит
тепловой изоляцией, предохраняющей от потерь и нагревания
(следовательно, и от кипения). Нижний настил крыши повы-
шается к центру для сбора паров, а верхний понижается для
сбора воды. Недостатком таких крыш является большой вес.
Их обычно устанавливают на резервуарах малой емкости, пред-
назначенных для хранения нефтепродуктов и нефтей с повышен-
ной упругостью паров.
2. Одинарная крыша с кольцевым понтоном имеет диск из
стальных листов толщиной 6=4 = 5 мм, по периферии кото-
рого располагается кольцевой понтон, разделенный радиальными
переборками на ряд герметических отсеков, препятствующих
потоплению крыши при течи.
Центральная часть крыши (при открытых сверху резервуа-
рах) имеет уклон к центру для сбора снега и воды. При кипении
1 Описание указанных конструкций см. на стр. 99 и 158.
53
нефтепродукта крыша выгибается в обратном направлении и
улавливает пары, прежде чем они успеют реконденсироваться.
В жаркую погоду в центральной части крыши для уменьшения
Рис. 21. Резервуар с плавающим понтоном емкостью 5000 м3 (проект Гипро-
спецнефти, 1957 г.).
а — вертикальный разрез резервуара; б — монтажная схема понтона.
1 — корпус резервуара; 2 — днище; 3 — щитовая кровля; 4 — центральная стойка диа-
метром 426 х 8 мм; 5 — понтон в нижнем положении; 6“ — понтон в верхнем положении.
цотерь поддерживается слой воды высотой от 3 до 4 см. Благо-
даря простоте и удобству эксплуатации эти крыши наиболее
распространены.
54,
Для предупреждения заклинивания плавающей крыши при
ее опускании и подъеме во время слива и налива вследствие
искривления стенок в процессе строительства или неравномерной
осадки и т. д. диаметр крыш делается на 200—400 мм меньше,
чем диаметр резервуара. Эффективность резервуаров с плавающей
крышей в значительной степени зависит от надежности затворов,
предназначенных для уплотнения зазора между
крышей и корпусом, которые должны обеспечи-
вать постоянный контакт с корпусом и созда-
вать надежную герметизацию при проходе крыши
( через сварные швы.
В практике резервуаростроения в СССР для
у. малых резервуаров емкостью до 400 м9 приме-
няются затворы кон-
струкции ВНИИТ-
нефти, а для резер-
вуаров больших ем-
костей затворы, раз-
работанные в 1957 г.
Рис. 22. Затворы пла-
вающих крыш.
а — шторный (щелевой) за-
твор; б — линейный (кон-
тактный) затвор (конструк-
ции вНИИТнефти). 1 — кор-
пус резервуара; 2 —плаваю-
щая крыша; 3—затвор.
Гипроспецнефтью в нескольких вариантах («следящая система»,
«дисковый затвор» и др.), допускающие большие (до 200 мм)
зазоры между понтоном и корпусом. Последние требуют соот-
ветствующей проверки в эксплуатационных условиях.
На рис. 22 приводятся схемы затворов двух типов: шторного
(щелевого) и линейного (контактного) конструкции ВНИИТ-
нефти. Как показывает зарубежный опыт, более надежен затвор
первого типа, однако стоимость его больше. Затвор второго типа
был применен в 1954—1955 гг. на резервуаре емкостью 400 ms,
небольшой опыт его эксплуатации дал положительные результаты.
В отличие от описанных выше конструкций резервуары
с плавающими крышами (понтонами) по проектам Гипроспец-
нефти 1957 г. имеют постоянную крышу в виде щитов, что про-
диктовано требованиями эксплуатации в климатических усло-
виях СССР. Наиболее рациональной в этом случае, особенно для
южных районов СССР, явилась бы безмоментная кровля, дающая
значительную экономию металла. В проектах 1957 г. эта кон-
струкция, однако, не используется.
Конструкция подобного резервуара емкостью 5000 ле3 пока-
зана на рис. 21. Диаметр понтона здесь меньше диаметра резер-
55
вуара на 400 мм, что создает между ними зазор в 200 мм, необхо-
димый для компенсации за счет затвора возможных неровностей
в корпусе резервуара.
Стоимость сооружения резервуаров с плавающими крышами
по сравнению с обычными резервуарами постоянного объема
оказывается несколько выше. Но, как показывают расчеты,
разница в стоимости погашается за счет уменьшения потерь
при хранении в течение 1,5—2 лет. Одновременно следует учесть,
что эксплуатационные расходы в этих резервуарах из-за наличия
Рис. 23. Резервуар с плавающей кры-
шей емкостью 5000 л3 (проект Гипро-
спецнефти, 1959 г.).
а — план верхнего настила плавающей кры -
гаи; б — план ребер жесткости и нижнего
настила крыши; в — план днища резер-
вуара. А — двойная понтонная плавающая
крыша; В — одинарная плавающая крыша
с кольцевым понтоном. 1 — плавающая
крыша; 2 — зазор затвора; 3 — кронштейн
затвора; 4 —-ребра жесткости; 5 — опорные
стойки; в — балкон; 7 — подвижная ле-
стница; 8 — неподвижная лестница.
в них уплотняющих и перемещающихся частей, значительно
больше.
Применение плавающих крыш наиболее эффективно для
оперативных резервуаров, работающих с большими коэффициен-
тами оборачиваемости. При долговременном хранении нефтепро-
дуктов, когда потери вызываются в основном малыми дыханиями,
экономичность плавающих крыш снижается.
Помимо проектов резервуаров с плавающим понтоном и щито-
вым покрытием, Гипроспецпромстрой разработал типовые про-
екты резервуаров емкостью 100, 200, 300, 400, 700, 1000, 2000,
3000 и 5000 м3 без стационарной кровли, но с плавающим
понтоном (рис. 23).
Эти резервуары предназначаются для хранения нефти и
нефтепродуктов преимущественно в южных районах со снеговой
нагрузкой 50 кГ/м3 и ветровой нагрузкой 100 кГ1см?‘ при обора-
чиваемости не менее 6 раз в год.
56
Строительство резервуаров в районах с более тяжелыми
условиями по снеговой и ветровой нагрузке и в районах с сей-
смичностью выше 9 баллов должно выполняться по специальным
проектам.
Для корпуса и днища резервуара в соответствии с технически-
ми условиями СН-26-58 должна применяться спокойная сталь
марок М-16 и М-18 (что соответствует спокойной стали марки
Ст.З по ГОСТ 380-50). Для изготовления конструкций плаваю-
щей крыши, опор плавающей крыши, лестниц и перил допу-
скается применение кипящей мартеновской стали группы I марки
Ст. 3 по ГОСТ 380-57.
В проекте принято также, что корпус, днище и центральная
часть плавающей крыши собираются из заводских рулонных
заготовок.
Плавающая крыша резко сокращает зеркало залитого нефте-
продукта и рассчитывается на удержание на плаву оборудования,
обслуживающего резервуар персонала и снеговой нагрузки.
В центральной части крыша однодечная, а по контуру дву-
дечная. Между наружным краем плавающей крыши и корпусом
резервуара имеется зазор в 200 мм.
Элементы плавающей крыши, соприкасающиеся с нефтепро-
дуктами, выполняются из листов толщиной 5 мм, вертикальное
кольцевое ребро и остальные ребра имеют толщину 8 мм, а верх-
ние листы 4 мм.
Для герметизации резервуара в зазоре между краем плаваю-
щей крыши и корпусом резервуара устанавливается уплотняю-
щий затвор со специальной шарнирно-стержневой системой,
прижимными устройствами и мембраной из специальной материи,
препятствующей прохождение паров нефтепродукта в простран-
ство над плавающей крышей.
Во избежание попадания снега и дождя в зазор затвора между
стенкой корпуса и наружным краем плавающей крыши перекры-
вается тонким стальным разрезным щитом, прикрепленным к верх-
нему краю вертикального листа затвора. Щиток перемещается
вертикально вместе с затвором.
Для восприятия ветровых нагрузок и придания верхней
части корпуса пространственной жесткости предусмотрено верх-
нее кольцо жесткости, являющееся одновременно и верхней
ходовой площадкой.
В неполностью заполненном резервуаре плавающая крыша
должна находиться ниже верхней кромки резервуара, резервуар
будет сверху открыт и может заноситься зимой снегом, а в неко-
торых южных районах в другие времена года песком.
Шарнирно-стержневая система при изменении зазора вызывает
горизонтальное перемещение вертикального листа затвора.
Чтобы обеспечить постоянное прижатие вертикального листа
затвора к стенке резервуара, к средней части наружной
вертикальной стенки плавающей крыши прикрепляются при-
57
жимные пружины, концы которых, упираясь в вертикальный
лист затвора, обеспечивают необходимый прижим.
Пружины, как и шарниро-стержневые системы, распола-
гаются по окружности наружного края плавающей крыши.
Количество прижимных устройств, например, для резервуара
емкостью 5000 м3, равняется 96, в резервуаре емкостью 3000 л»3 —
80 и т. д., столько же имеется и стержневых систем.
Шарнирно-катучая лестница снабжается специальным устрой-
ством, обеспечивающим независимо от угла наклона лестницы
горизонтальность ее ступеней.
Расчеты показывают, что полная стоимость резервуара с пла-
вающей крышей емкостью 5000 ма составляет 253,3 тыс. руб.,
т. е. приближается к стоимости резервуара со щитовым покрытием
и с понтоном, расход же металла оказывается меньше на 15,7 т.
Резервуары с плавающей крышей должны применяться глав-
ным образом для хранения светлых нефтепродуктов с высокой
упругостью паров. Применение открытых резервуаров с плаваю-
щей крышей в южных районах (например, в некоторых районах
средней Азии) нецелесообразно из-за опасности их заноса песками.
До широкого внедрения резервуаров с плавающей крышей
необходимо экспериментальным путем в полевых условиях про-
верить конструкцию и работу уплотняющего затвора с целью
дальнейшего его усовершенствования.
В открытых резервуарах с плавающей крышей из-за отсут-
ствия крыши, которая при монтаже играет организующую роль
и способствует улучшению геометрической формы корпуса, сле-
дует ожидать увеличения отклонений корпуса от проекта. Это
предположение основано на том, что при разворачивании рулонов
корпуса практически отсутствует возможность контроля за фор-
мой верхнего контура корпуса. Геометрическая форма может
быть проверена только после того, как корпус будет замкнут
по замерам диаметров поверху. Исправление формы в этой стадии
уже затруднительно; с этой целью можно использовать верхнее
кольцо жесткости, хотя и оно мало изменит положение.
В связи со спецификой монтажа открытых резервуаров воз-
можно также увеличение зазоров между плавающей крышей
и корпусом и ухудшение условий работы уплотняющего зазора.
Ввиду новизны конструкций резервуаров с плавающими
крышами и отсутствия необходимого опыта их строительства и
эксплуатации рассматриваемые проекты выпущены для опытного
строительства.
О КОНСТРУКЦИЯХ РЕЗЕРВУАРОВ БОЛЬШИХ ЕМКОСТЕЙ
В Советском Союзе имеется известный опыт проектирования
и строительства резервуаров емкостью 10 тыс. м3, в которых четы-
ре нижних пояса — клепаные, а верхние — сварные. Резервуары
этой конструкции монтировались полистовым способом.
58
Предполагается, что резервуары емкостью 10 и 20 тыс. м3
могут служить для хранения светлых нефтепродуктов, а резервуа-
ры емкостью 30 тыс. м3 — темных нефтепродуктов и нефти.
При проектировании и сооружении подобных резервуаров
частично можно воспользоваться опытом проектирования и строи-
тельства водяных резервуаров мокрых газгольдеров и сферических
покрытий колоколов, однако, следует учесть, что нефтяные резер-
вуары имеют свои особенности.
Весьма важными являются индустриализация строительства
и применение способа монтажа из рулонных заготовок. В связи
с увеличением их габаритов и весов монтажные работы услож-
няются, и возникает необходимость в новых, более мощных
монтажных средствах и механизмах.
Значительные затруднения вызываются и необходимостью
проектирования резервуаров большой высоты. Для резервуаров,
устанавливаемых на песчаном основании на уровне или несколько
выше планировочных отметок, расчетное сопротивление грунта
можно принять не более 1,5 -У 2,0 кГ/см3. Поэтому одним из
решающих факторов при определении оптимальной высоты ста-
новится расчетное сопротивление грунта.
Другим важным обстоятельством при выборе рациональной
конструкции резервуаров (с учетом возможности индустриализации
сварочно-монтажных работ и рулонирования корпуса) является
толщина листов нижних поясов. В настоящее время еще нет опыта
рулонирования полотнищ с толщинами более 10—14 мм. В резер-
вуарах же емкостью 20 и 30 тыс. м3 при использовании стали
марки Ст.З толщина листов нижних поясов доходит до 18-4-22 мм.
Для уменьшения толщины листов возможно применение высоко-
прочных низколегированных сталей. Однако при этом уменьшится
пространственная жесткость корпусов и повысится возможность по-
тери их устойчивости под действием вакуума и ветровой нагрузки.
В зарубежной практике в резервуарах больших емкостей приме-
няются толстые листы, и поэтому вопрос о потере устойчивости
там не возникает.
При выборе конструкции резервуаров важное значение имеет
способ монтажа корпуса. При полистовом способе может быть при-
нята телескопическая или ступенчатая конструкция корпуса.
При использовании рулонных заготовок листы толщиной более
8 — 10 мм должны свариваться в кольцевом направлении в стык.
Если исходить из полученного для резервуаров емкостью
5000 м3 соотношения между толщиной окрайков и первого пояса
(0,8), то толщина окрайков достигнет 14 4- 16 мм, что усложнит
конструкцию днища и затруднит его рулонирование.
Проектирование резервуаров больших емкостей намечено Гипро-
спецпромстроем в следующих вариантах.
1. Резервуары емкостью 5 тыс. м3'. а) со щитовой кровлей;
б) с понтоном н щитовой кровлей; в) с плавающей крышей (без
стационарного покрытия).
59
2. Резервуары емкостью 10, 20 и 30 тыс. м3: а) со сферической
кровлей; б) с понтоном и сферической кровлей; в) с плавающей
крышей (без стационарного покрытия).
Оптимальные соотношения между диаметром и высотой резер-
вуаров (наименьший расход металла при наибольшем объеме резер-
вуаров) были установлены еще В. Г. Шуховым путем решения
экстремальной задачи.
При рассмотрении указанных соотношений для резервуаров
больших емкостей возникает ряд ограничений, которые затрудняют
применение исследования на экстремум. К числу этих ограничений
относятся несущая способность грунта, предельные толщины по
условиям рулокирования, предельные высоты и площади зеркала
по условиям тушения пожаров,предельные веса рулонов по возмож-
ностям монтажа и т. д.
Таблица 3
Основные размеры наземных цилиндрических резервуаров
Резервуары Емкость, м3 Вес металла, т Основные размеры, мм Высота за- лива, мм Площадь зеркала, мг
номиналь- ная полезная
диаметр 1 высота
Со щитовой кровлей 5000 4670 90,2 22790 11845 11445 408
С понтоном и щитовой кровлей 5000 4320 108,1 22790 11845 10845 408
С плавающей крышей .... 5000 4320 96,9 22790 11860 10845 408
Со сферической кровлей . . . 10000 9783 143.8 29400 14810 14410 679
С понтоном и сферической кровлей 10000 9375 169,9 29400 14810 13810 679
С плавающей крышей .... 10000 9375 156,0 29400 14810 13810 679
Со сферической кровлей . . . 20000 19693 303,0 41700 14820 14420 1366
С понтоном и сферической кровлей 20000 18874 355,8 41700 14820 13820 1366
С плавающей крышей .... 20000 18874 314,1 41700 14820 13820 1366
Со сферической кровлей . . . 20000 19662 329,1 51200 10350 9750 2059
С понтоном и сферической кровлей 20000 19250 439,6 51200 10350 9350 2059
С плавающей крышей .... 20000 19250 369,0 51200 10350 9350 2059
Со сферической кровлей . . . 30000 29625 428,8 51130 14830 14430 2053
С понтоном и сферической кровлей 30000 28407 516,8 51130 14830 13880 2053
С плавающей крышей .... 30000 28407 446,0 51130 14830 13880 2053
60
Для облегчения выбора оптимальных размеров резервуа-
ров больших емкостей принимаются дополнительные усло-
вия.
Не учитываются противопожарные нормы (Н и ТУ 108-56)
в части ограничений габаритов резервуаров и площади зеркала
продукта. Имеется в виду, что должны быть разработаны новые
нормы, так как старые ограничивают основные размеры резервуа-
ров (диаметр и высоту), вследствие чего не представляется возмож-
ным создать оптимальные конструкции по расходу металла и
рациональные резервуарные парки в целом.
Целесообразно рассмотреть Возможность установления резер-
вуаров больших емкостей не на поверхности, а ниже глубины
промерзания, например на глубине 2 м.
В этом случае расчетное сопротивление грунта будет значитель-
но больше. Кроме того, если стальные резервуары частично углу-
бить в грунт, улучшатся температурные условия нижних, наиболее
нагруженных поясов, и уменьшится возможность хрупких разру-
шений.
Частичное заглубление может быть использовано также в каче-
стве противовеса в заанкеренных резервуарах для предотвращения
их подъема от избыточного давления.
Исходя из намеченных вариантов конструкций резервуаров и
анализа оптимальных соотношений между их диаметром и высотой,
Гипроспецпромстроем приняты для проектной разработки резер-
вуары следующих размеров (табл. 3).
СТАТИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ РЕЗЕРВУАРОВ С ЖЕСТКИМИ
ПОКРЫТИЯМИ
При статическом расчете стенки резервуара и ее сопряжения
с днищем рассматриваются три случая:
Рис. 24. Расчетная схема резервуара.
а) упрощенный расчет стенки по безмоментной теории, т. е. без
учета влияния изгибающих моментов, возникающих в сопряжении
стенки с днищем и в кольцевых нахлесточных швах корпуса;
б) уточненный расчет нижнего узла резервуара с учетом воз-
никающих в узле изгибающих моментов и поперечных сил;
в) уточненный статический расчет корпуса резервуаров с учетом
влияния кольцевых нахлесточных швов.
61
При упрощенном расчете стенки резервуара из условия равно-
весия (рис. 24) имеем
2 dTx = рх-2 rdx = 2 Y rxdx, (1)
где dTx — растягивающее кольцевое усилие.,
Из уравнения (1) имеем
dTx = Y rxdx. (2)
Кольцевое напряжение определяется из выражения
dTx у rxdx у гх
° = ~dF~ ~ Т-'бс/ж = —ё““ ’ ' '
откуда находим толщину стенки
<4)
Кольцевые растягивающие напряжения вызывают увеличение
радиуса резервуара. Если обозначить приращение радиуса т
* Аг
через Л г, то относительное удлинение радиуса 8 = -у- ; при
этом для напряжения получим
г, Е Л г
О = Е е = —-— . (5)
Заменив далее в выражении (3) о его значением (5), найдем
у гх Е А г ~
“ 6“' — г ’ ' I L V
откуда , '
.. (6)
Напряжения в стенках резервуаров при гидростатической
нагрузке определяются с учетом наполнения резервуаров жидко-
стью доверху. Следует иметь в виду, что наибольшее напряжение
в каждом поясе корпуса будет не внизу, где гидростатическое
давление достигает наибольшей величины, а примерно на расстоя-
нии 300 мм выше его нижней кромки. Это объясняется частичной
заделкой каждого пояса в лежащий ниже, а самого нижнего пояса—
в днище.
При полном наполнении резервуара требуемая теоретическая
толщина его стенок выражается наклонной прямой (рис. 25);
наибольшее же значение этой толщины согласно формуле (4):
= у (Я -30)
[о]
где Н — высота резервуара;
[о] — допускаемое напряжение, равное для стали марки Ст. 3,
1600 кГ/см?.
62
Так как толщина листов резервуара в пределах каждого пояса
остается постоянной, а от пояса к поясу увеличивается книзу, то
фактическая эпюра толщин стенок будет иметь ступенчатый
характер.
В настоящее время, однако, в Советском Союзе расчет конст-
рукций ведется обычно не по изложенному выше методу, а по так
называемому методу расчетных предельных состояний. Прове-
ряется основное условие расчета на прочность, при котором должно
соблюдаться неравенство
пред-
(7)
Эпюра Эпюра Эпюра Эпюра Эпюра
P’fX т-угх f.xrx ^хгх_ &г^хГ^
itpaum [61 Ей факт
ад в г
д
Рис. 25. Схема сварного резервуара РВС-5000 (проект 1952 г.) и эпюры
усилий и деформаций для корпуса.
Здесь 7V — расчетное усилие, определяемое выражением:
N ~ п^н = (nrpr + га2р2) г = (rar Y х + га2р2) г = р.г,
где Л^пред = тпИ б — расчетная предельная несущая способность
стенки.
Поэтому расчетная формула принимает следующий вид:
(пг у х + nsp2) г — pir < mR 6. (8)
В этой формуле
р< — расчетное давление в корпусе:
63
т — коэффициент условий работы;
п — коэффициент перегрузки.
Коэффициент условий работы выбирается в соответствии с Н
и ТУ 121-55 и принимается т = 0,8.
Коэффициент перегрузки имеет следующие значения:
для гидростатического давления жидкости . . рх = 1,1
» избыточного давления газов и вакуума . . р2 = 1,2
» собственного веса конструкций................. р3 = 1,1
» » » оборудования .................. щ = 1,2
» снеговой нагрузки............................ /»5 = 1,4
» ветровой » ...................... />6 = 1,2
Кроме того, вводится коэффициент однородности К. Например,
для стали марки Ст.З он принимается равным 0,9 и вводится как
множитель к нормативному сопротивлению стали RH = 2400 кГ/см?\
после округления расчетное сопротивление стали 7?р = 2100 кГ/см\
Расчетное сопротивление для сварного шва устанавливается
в зависимости от метода контроля сварных швов; при электродах
марки Э42 и физических методах контроля = 2100 кГ1см^\
при обычных методах контроля, например, визуальном, сверлов-
кой, керосином и т. д., 7?™= 1800 кГ/см*; для угловых швов
R™ = 1400 кГ/сл2.
Из формулы (8) можно определить толщину стенок на любом
уровне ж, считая от фактического уровня залива жидкости:
, (И1уж4-И27>2)г _ Р1Г ,Q.
тЛсв тйсв ’ '
Ниже на числовых примерах показаны порядок и результаты
расчета по обоим методам.
Пример 1. Рассчитать стенку типового резервуара емко-
стью 5000 м3. Определить, пользуясь упрощенным методом рас-
чета, напряжения, толщины стенок и радиальные перемещения
на расчетных уровнях и в нахлесточных швах и построить соот-
ветствующие эпюры.
Данные для расчета:
диаметр резервуара d = 22880 мм;
избыточное давление ра = 200 мм вод. ст. = 0,02 кГкм?;
удельный вес нефтепродукта у = 0,9 т!м3 = 0,0009 кГ/см3;
высота уровня залива h — 11500 мм.
С учетом избыточного давления принимаем h = 11700 мм.
Результаты расчета приведены на рис. 25 и в табл. 4а.
Из их рассмотрения следует, что кольцевые напряжения не
превышают 1280 кГ!см\ а радиальные перемещения 7 мм; в ме-
стах же нахлесток кольцевые напряжения и радиальные перемеще-
ния значительно меньше.
64
Таблица 4а
Расчет сварного резервуара емкостью 5000 м8
1 № пояса 1 Толщина, мм Расстояние сверху ре- зервуара, мм Расчетное кольцевое напряжение, кГ!см2 Расчетная толщи- на листов, мм Радиальное пере- мещение корпуса, мм
до низа пояса до расчетно- го уровня V гх У ’’ [а] gi— II еч 1 ф У г2х Д г = — Ябср
VIII 4 8* 1520 1220 1500 1,03 310 190 0,000643 0,8 0,00056 1,7 1,1
VI1 4 9 2 985 2 685 2 970 1,03 690 340 0,000643 1,7 0,00056 3,8 1,8
VI 5 10 4450 4150 4 430 1,03 860 460 0,000643 2,6 0,00056 4,6 2,5
• V 5 11 5 910 5 610 5 890 1,03 1150 550 0,000643 3,6 0,00056 6,3 3,0
IV 6 13 7 370 7 070 7 350 1,03 1210 580 0,000643 4,5 0,00056 6,6 3,2
III 7 15 8 820 8 520 8 800 1,03 1250 610 0,000643 5,5 0,00056 6,8 3,3
II 8 18 10 265 9 965 9 940 1,03 1280 570 0,000643 6,4 0,00056 7,0 3,2
I 10 11700 11400 1,03 1180 0,000643 7,3 0,00056 6,4
* Во вторых строчках даны значения толщин в серединах нахлесток.
Пример 2. Рассчитать тот же резервуар по методу расчет-
ных предельных состояний на два значения расчетного сопротивле-
ния сварного шва:
= 2100 кГ/см2; R™ = 1800 кГ/см*.
Расчетное давление в каждом поясе можно определить по
формуле
Pi = П1 у х + = 1,1 • 0,0009 х 4-1,2 • 0,02 = 0,00099 х 4- 0,024,
где х — расстояние от фактического уровня залива до расчет-
ного уровня каждого пояса.
5 Заказ 863 63
Для определения величины х нужно из расстояния до факти-
ческого уровня залива вычитать 300 мм, начиная от днища (для
первого пояса) и далее от нижней кромки каждого пояса.
В данном случае имеем
о°в = = 0,8-2100 = 1680 кГ/см2;
о“ = = 0,8 -1800 = 1440 кГ/см2.
Далее можно идти двумя путями. Во-первых, избыточное дав-
ление заменить высотой столба жидкости. Тогда путем умножения
фактической высоты столба жидкости на коэффициент перегрузки
и условного столба на свой коэффициент перегрузки получим
условную расчетную высоту столба жидкости
hyon = инфант 4~ п.2 = 1,1 • 1150 4-’о 0009 " =
= 1265 + 27 = 1292 см = 12 920 мм.
После этого расчет выполняется, как в примере 1, с введением
в расчетные уравнения условной высоты залива. При этом можно
определять соответствующие напряжения в поясах и сравнивать
СВ св
их с условными напряжениями в сварных швах oi и 02 •
Во-вторых, расчет можно вести, исходя из фактического уровня
залива, пользуясь неравенствами (8) и (9) и определять для каж-
дого пояса расстояние от фактического уровня залива до расчет-
ного уровня.
Результаты расчета по этому методу приведены в табл. 46.
Для первого пояса, например, получим:
расчетное усилие
N = [1,1 - 0,0009 (1150 - 30) + 1,2 • 0,02] 1144 = 1300 кг.
Предельную несущую способность
Л^пред = 0,8-2100-1,0 = 1680 кг.
Таким образом
N <iNпред,
т. е. прочность конструкции обеспечена, и гарантия безопасности
составляет примерно 30%.
Из рассмотрения табл. 46 следует, что расчетные напряжения
меньше условных. Например, для второго пояса получаем
1435 кПсм2 < 1680 кГ/см2, или 1435 кПсм2 < 1440 кГ/см2.
Последнее указывает на необходимость более качественной
проверки резервуаров физическими методами. В этом случае
получается достаточная гарантия безопасности.
Из той же таблицы видно, что при Л™ = 2100 кГ/см2 расчетная
толщина листов не превышает 7,7 мм, а при 7?™ = 1800 кПсм2
66
расчетные толщины для второго и третьего поясов равны проект-
ным. Это еще раз подтверждает необходимость строгого контроля
сварных швов, что полностью соответствует требованиям техни-
ческих условий для сооружения резервуаров СН 26-58.
Сопоставление результатов расчета двумя способами (табл. 4а
и 46) показывает, что нагрузки, принимаемые при расчете по пре-
дельным состояниям, выше, чем при расчете по допускаемым на-
пряжениям.
Таблица 46
Расчет сварного резервуара емкостью 5000 м3
по расчетным предельным состояниям
№ пояса Толщина, мм Расстояние от рас- четного уровня залива, мм Условное кольце- вое на- пряже- ние, кГ/см* Расчетная толщина листов, мм Радиальное перемеще- ние, мм
до низа пояса до рас- четного уровня пояса Оуол A Pir 1 A - pir 2 mR^B Y r3x &‘Г Я&ср
VIII 4 8* 2 740 2 440 2 720 630 350 1,5 1,7 3,4 1,9
VII 4 9 4 205 3 905 4190 1010 480 2,5 2,8 5,4 2,9
VI 5 10 5 670 5 370 5 650 1100 580 3,3 3,8 6,0 3,2
V 5 И 7 130 6 830 7 НО 1410 665 . 4,2 4,9 7,7 3,6
IV 6 13 8 590 8 290 8 570 1420 680 5,1 5,9 7,7 3,6
III 7 15 10 040 9 740 10020 1430 685 6,0 7,0 7,8 3,6
II 8 18 11485 И 185 11465 1435 655 6,9 8,0 7,8 3,5
I 10 12 920 12 620 1300 7,7 9,0 6,9
* Во вторых строках даны значения толщин в серединах нахлесток.
Пример 3. Произвести расчет корпуса резервуара емкостью
5000 м* на воздействие вакуума (расчет на устойчивость).
5*
67
Критическая нагрузка определяется по формуле Мизеса:
__ Её 1 ( 1 .
?кр — -R / „ р \2 J 7 ----iT +
и24-0,5 ( | | л2 (—=-] 4-1
12-Л2 (1-р2) [П3 + ) ] | • (10)
При 6 = 4 мм, R = 11880 мм, I = И 700 мм, р = 0,3 и числе
волн п = 18 (последнее получено табличным путем) по этой фор-
муле получаем
2,1-106-0,4 1/1 .
?кр~ 1188 / л-1188 \2 I оо, / 1170 +
324+0’5(^170-) Ц324(-^Л188-) +1]
+_____________Г32, , <Л.-_Н88-YT| =
12 11882 0,91 \_ 1170 у J ।
= 0,0047 к/’/сш2 = 47 кГ/м2 — 47 мм вод. ст.
При 6 = 5 л«л1 (значения остальных величин прежние) соответ-
ственно находим
дкр = 0,0077 кГ/см? = 77 кГ/м^ — 77 мм вод. ст.
Из приведенного расчета следует, что при увеличении толщины
листов корпуса с 4 до 5 мм критическая величина вакуума увели-
чивается с 47 до 77 мм вод. ст., т. е. на 64%. Это указывает на
целесообразность увеличения толщин листов верхних поясов кор-
пуса.
Для оценки устойчивости корпуса при его фактических тол-
щинах критическую величину вакуума можно приближенно опре-
делить по «средней» толщине:
_ 5+5+5+5+6+7+8+,0=614 м _ 01(!4
F о
При этой толщине по той же формуле (10) получим
grKp = 0,0120 кГ/см^ = 120 иГ/л2 = 120 мм вод. ст.
Отсюда видно, что для пустого резервуара вакуум представляет
весьма большую опасность. Этим и объясняются случаи потери
устойчивости корпуса пустого или частично заполненного резер-
вуара, когда при сливе нефтепродуктов в зимнее время вследствие
замерзания клапанов образуется превышающий эти пределы ва-
куум. При нормальной работе клапанов запас устойчивости кор-
пуса по отношению к расчетному вакууму 25 мм вод. ст. колеб-
лется в пределах от 3 до 5.
68
УТОЧНЕННЫЙ СТАТИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ НИЖНЕГО УЗЛА
РЕЗЕРВУАРОВ
Метод расчета клепаных резервуаров, предложенный В. Г. Шу-
ховым еще в конце XIX столетия, не требовал расчета нижнего
узла. Принималось, что клепаные конструкции являются податли-
выми, и, следовательно, в
сопряжениях стенки ре-
зервуара с днищем изги-
бающие моменты отсут-
ствуют.
В сварных конструк-
циях нижний узел заделан
и в связи с этим в нем воз-
никает напряженное со-
стояние, требующее спе-
циальных исследований и
расчета, способ которого
разработан М. К. Сафаря-
ном и М. Н. Ручимским.
В основу расчета по-
ложено следующее сооб-
ражение. Если нагрузка,
действующая на стенку ре-
зервуара, осесимметрична,
то изгиб стенки может быть выражен дифференциальным уравне-
нием, аналогичным дифференциальному уравнению изгиба балки
на упругом основании (в смысле гипотезы коэффициента по-
стели).
*’ Схема рассчитываемого резервуара представлена на рис. 26.
Рис. 27 изображает расчетную схему нижнего узла; основная систе-
ма для его расчета выбрана, как показано на рис. 28.
Под воздействием внешних нагрузок в нижнем узле возникают
изгибающий момент и поперечная сила, т.е. задача является дваж-
ды статически неопределимой.
Обозначим лишние неизвестные через Xi (изгибающий момент
Мо) и Хг (поперечная сила Qo) и, воспользовавшись методом сил,
определим изгибающий момент и поперечную силу в узле.
Каноническое уравнение метода сил имеет следующий вид:
+ ^12 -^-2 + А1Р — 0; |
б21 + б22 Х2 А2Р = 0, I
(Н)
где бп и б12 = д21 и д22 — единичные перемещения- от Хх — 1;
Х2 = 1, а Д1Р и А2!, — грузовые члены, зависящие от внешней
нагрузки.
69
При этом каждое единичное перемещение и перемещение от
внешней нагрузки состоит из двух слагаемых — от перемещений
стенки и днища:
621 = 6^ + 6^, 622 = 6- + 6«гн;
Д1Р = ДГр + Л^. Д2Р = А2Тр + А^.
X
Рис. 27. Расчетная схема
нижнего узла резервуара.
1 — стенка резервуара; 2 —
днище.
Рис. 28. Основная система.
Усилия, действующие на t
нижний узел резервуара.
Считая днище абсолютно жестким на растяжение и учиты-
вая, что от действия момента и внешней нагрузки днище не дефор-
мируется в горизонтальном направлении, получим
6^ = = &«2Н = д!« = о.
Тогда система уравнений (11) принимает следующую оконча-
тельную форму:
(С + Ь™)Хг + С^2 + АГр + а?» = 0;)
6"x1+.6c2;x2 + дс2; = о. (
Как видно из основной системы (рис. 28), единичные переме-
щения точки приложения сил Ал и Хъ находятся на конце полу-
бесконечной балки на упругом основании, в то время как точка
приложения силы Хг на днище находится на расстоянии с от
70
конца. Поэтому величины перемещений днища должны опреде-
ляться из расчета соответствующих балок на упругом основавши
(схемы расчета для основных случаев см. на рис. 29).
Рассмотрим далее дифференциальное уравнение изогнуто
оси балки на упругом основании;
D^ + -^y^P^- <13>
Обозначив коэффициент
постели
(14)
приведем его к следующему
виду:
Для удобства решения
обозначим
откуда
яг=|/^-, (16)
где т — характеристика бал-
ки или коэффициент де-
формации;
п 6s /ЛО'\
D~ 12(1-ц2)
цилиндрическая жесткость;
ц — коэффициент Пуассона.
При этом уравнение (15)
можно представить следую-
щим образом:
'а а
Рис. 29. Схема балок на упругом
основании.
а — схема полубесконечной балки, загру-
женной сосредоточенной силой н моментом;
б — схема полубесконечной балки, загружен-
ной сосредоточенным моментом на расстоянии
С от конца; в — схема полубесконечной бал-
ки, загруженной сосредоточенной силой на
расстоянии С от конца; г — схема полубеско-
нечной балки, загруженной равномерно рас-
пределенной силой, начало которой отстоит
на расстоянии С от конца балки.
-У-+ 4^ = -^-. (17)
Из его решения находится уравнение прогиба
у = е-™* [<?0 cos тх — mMQ (cos тх — sin тх)}, (18)
последовательное дифференцирование которого приводит к уравнен
71
ниям для углов поворота, изгибающих моментов и поперечных
сил:
q> = у' = е~тх [— Qo (cos тх + sin тх) + 2w,M0 cos тх]; (19)
М = е-"1* [@0 sin тх mMfi (cos тх 4- sin тх)}; (20)
Q = е~тх [<20 (cos тх — sin тх) + 2?nM0 sin тх]; (21)
где Qo и Мо — поперечная сила и изгибающий момент в нижнем
узле резервуара.
Далее для сокращения записи введем обозначения:
Й,пх = e~mx cos тх;
—ТПХ
ум = е cos тх; -
фотж = ё~тх (cos тх sin тх) -- 07ПХ + Zmx? I
фтх = (cos тх — sin тх) — Йтх ^тх* )
Производные функций (22) удовлетворяют следующим со-
отношениям:
фтх — ^тх,
фтх — — 2т ®тх!
_ . ( №>)
"тх — — т фтх,
ж — фтх-
При этом уравнения (18), (19), (20) и (21) принимают вид
у = —j— (Qo — тМ0 фтх); (24)
ф = —фтх *}- 2тМ() 9тх); (25)
М — (— Qo £тх тМ0 фтх); (26)
Q = — (<20 фтх 2zz?Af0 £ тх)• (27)
Пользуясь уравнениями (18) и (19), можно определить еди-
ничные перемещения и — 6°J и б”, входящие в систему
канонических уравнений (12). Как известно, единичное переме-
щение 6°i есть угол поворота точки приложения единичной
силы в ее направлении, т. е. его можно определить из урав-
нения (19), принимая х = 0, Qo — 0 и Мо = 1.
Следовательно:
аст 2mz о 4m8 4m4 1 .
6и=Фо= —27И = —= = (28)
72
Аналогично из уравнения (18) при х = О, Qo = 1 и Мо = О
находим
Аст „ 2т . 4т* 1
Уо » 1 “о оу q тл •----(2<7г
33---------------------------------------к 2т3к 2m3D v 7
Единичное перемещение 6°2Т выражает угол поворота точки
приложения единичной силы Хг, вызванный единичной силой Х2-
Поэтому в уравнении (19) следует принять х — О, Мо = 0 и
&=*•
Учитывая, что 6^ = 621т, значения этих перемещений можно
также определить из уравнения (18), положив х = 0, Qo = 0 и
Мо = 1. Тогда получим
ест _ Лст _ 2т2 _ __ 1
32 21 к 2т2к 2т2D '
Перемещение точек стенки резервуара от гидростатического
давления, находящихся на расстоянии х от нижнего узла или
на расстоянии Н — х, считая от верха резервуара, определяется
из выражения
y=2^L(H-x) = ±(H-x), (31)
которое представляет уравнение прямой с угловым коэффициен-
том:
Ф = У' = - -f • (32)
Принимай х = 0, получим следующие выражения для пере-
мещения стенки (грузовые члены):
дет _ у .
Л1Р--Т,
(33>
лст — Y н
Для решения канонических уравнений остается определить
перемещения днища, представляющие собой углы поворота
днища в узле его сопряжения со стенкой, от действия следующих
силовых факторов: сосредоточенного момента Мо, вертикальной
силы qi, расчетных нагрузок, действующих на покрытие, включая
собственный вес покрытия и корпуса, и гидростатического давле-
ния жидкости на уровне днища до.
Рассмотрим перемещения от каждого фактора в отдельности.
1. При действии сосредоточенного момента Мо, приложен-
ного на расстоянии с от левого конца полубесконечной балки
(см. рис. 29, б), для точек, расположенных вправо от начала коор-
динат, получаются:
73
прогиб
У — —— [£тх — фтс9т (х+с) —9тс фт (х+с) И (34)
угол поворота
ф — £— [фтх + фтс фт (х+с) + 29тс 9т (х+с)]', (35)
изгибающий момент
М = — Dy" = -ф-[9 тх Н- фтс £т (х+с) Ч~ 9щс фт (х+с)]- (36)
Для получения величины угла поворота в сопряжении кор-
пуса с днищем в уравнении (35) следует принять х = + 0 (т. е.
подойти справа). Таким образом, находим
ф = У = —т— (1 + фтс + 29тс). (37)
к
Учитывая далее, что mi — -Д-, получим окончательно
4Ы
б«н = JL 1+<р^+26^ . (38)
11 mD 4
Для стенки резервуара С = 0 и, следовательно:
= <39)
справа от сечения
м+0= ^и+ф^); <4°)
слева от сечения
М-о = М+о - Мо = - (1 - ф^). (41)
2. При определении перемещения днища от внешней нагрузки
следует учесть, что Д?р представляет собой угловую деформацию
днища от действия сосредоточенной силы qt, передаваемой стен-
кой на днище, и от гидростатического давления q0.
Следовательно:
дда _ лдн । дда.
Д1р — ~г ^1во
(42)
а) Для случая сосредоточенной силы qi, действующей на рас-
стоянии С от левого конца полубесконечной балки (рис. 29, в)
для точек, расположенных правее от начала координат, имеем:
. 74
прогиб
У — ^2Jc [фи1* 4~ 20тс ®т (х+с) 4" фтс фт (x-f-e)]> (43)
угол поворота
ф = У' —-----[Стх 4“ ®тс фт (х+с) .4“ фтс ®х (х+с', ]i (44)
изгибающий момент
М = — Dy" — (фтх — 29щс Ст (х+с) Фтс фт (хч с4 (45)
Приняв х = 0 и считая угол поворота положительным,
«если направление его вращения совпадает с направлением мо-
мента Мо, получим
Ус+ь = Л1щ — ®те» (46)
М+0 — "4^(1 — 20mcCmc — ф тс фтс). (47)
б) Для случая равномерно распределенной нагрузки, начало
-которой отстоит на расстоянии С от конца балки (рис. 29, г)
«.получаются:
прогиб
У — [2 9тх 4- фтс®т (х+с) Стсфх (х+с)]> (48)
угол поворота
ф — ^2к (*Ртж — Фтсфт(х+с) 4“ 2Стс9т (х+с)], (49)
изгибающий момент
[^тс фтсСт (х+с) 4” Стсфт (х+с)1- (60)
При х — 0 имеем
Л1д0= —J/+0 —-----(1 —фтсфтс 4~ 20,псСтс)', (51)
М+о = ^2- Стс2. (52)
Лбрядок пользования полученными формулами показан ниже.
75
Пример. 4. Расчет нижнего узла резервуара
Данные для расчета
Емкость резервуара............... 5 000 м3
Диаметр резервуара d, мм .... 22880
Высота резервуара Н, мм.......... 11 700
Толщина стенки первого пояса дот,
мм ................................ 10
Толщина окрайков днища дДн, мм 8
Материал............................. Ст. 3
Модуль упругости стали, кГ/см3 . . 2,1 106
Коэффициент Пуассона для стали р 0,3
Коэффициент постели песчаного ос-
нования к, кг 1см3................... 5
Выступ консоли днища за кор-
пус С, мм .......................... 50
Удельный вес нефтепродукта у . . 0,9 т!м3 =
= 0,0009 кГ! см3
Равномерно распределенная погонная нагрузка, приходящаяся:
на 1 см периметра корпуса от собственного веса покрытия и кор-
пуса:
68000 „ ,с г.
<71 = 2288 = 9,45 кГ!см-
Равномерно распределенное гидростатическое давление
= 0,0009 • 1110 = 1,05 кГ/см*.
Определение основных характеристик
Цилиндрическая жесткость стенки
Г) — E6ct3 _ 2,1 106 1,03 — 20.104 кГ см
и<я - 12(1 —р2) 12-0,91 19,ZU 1 1
Коэффициент постели стенки
Коэффициент деформации стенки
т0Т = 1/
тлёгнк = °’038 •
Цилиндрическая жесткость днища
п ___ Ед№3 _ 2,1 10е 0,83 _ q on л гы кр см
12(1 —р2) 12-0,91 9,8U 1 Kl М"
Коэффициент деформации днища
'»»=V1S - SIH = °'ово 1 •
76
Определение перемещений стенки
©ст 1 ___ 1 __ д ОС Е л л—® 1 .
11 — rnCTDCT ~ 0,038 • 19,2 10* ~ 1'30’0' и ~^Г >
Si2 = 6 * В *2i = 2тст2рст = 2 0,0382 • 19,2 • 10* = 1,8°’ 10 см/кг,
й*г = 2тстзрст = 2 • 0,0383 • 19,2 • 10* = 47,2 ’ 10 см2/к?‘,
аГр = = -^г = °’562 • 10~3;
дс; = -V- н = 0,562 • 10~3 • 1170 = 658 • 10-3 см.
/сСт
Определение перемещений днища
Предварительно при помощи таблиц1 находим значение функ-
ций 0, ф, £ и ф при аргументе т№с = 0,060-5 = 0,30.
Имеем
Отянс = 0,70782 = 0,50; ф2тднС = 0,92672 = 0,86;
ФтдаСфтднС = 0,9267 0,4888 = 0,453;
с^т с = 2 • 0,7078 • 0,2189 = 0,310;
ДН ДН
£тпис = 0,21892 = 0,048.
Дн
Перемещения днища будут равны
6ДН = 1 1 + <Ртднс+ 26тднс _
11 Отдн-Одн 4
= 1________1+0,86+2-0,50 _ „ , 3 1 .
0,060 9,80 -10* 4 “ ’ кг ’
А1ад =----— ^"ДН^ДИ® + 26тДНС^тДНС) =
х^п-дн
= _ -А°59 °’060 (1 - 0,453 + 0,310) = -5,40- 1О~3;
* э
Л191 = 2тди2+н 6тднс = 2 - 0,0602 9,80 • 10* 0,50 = 6,70 ’ 10 3 +Г ’
1 А. А. Уманский. Специальный курс строительной механики. Ч. 1,
М.—Л., ОНТИ, 1935.
В этой книге приняты иные обозначения: вместо Q —; 7\ вместо w — V,
вместо £ — V и вместо ф — W.
77
Следовательно:
6U = + б"® = (136,5 + 122) • «Г6 = 258,5 • 10~6 = 0,258 • 10-37
А1Р = А1 р + + Л "«о =
= (0,562 + 6,70 — 5,40) НГ3 =|,862 • 10~3.
Подставив значения полученных перемещений в систему кано-
нических уравнений (12), получим
0,258 Х1 + 1,80 Х2 = -1,862,
0,80 Хх + 47,2 Хг = —658,
откуда
Xj = 123 кГсм/см\ Х2 = — 18,6 кГ /см.
Максимальные напряжения изги щ в стенке равны
6Х1 6 123 п/л г / 2
ст ~ ~ ~ 740 кГ/
Чтобы определить напряжение изгиба в днище, нужно пред-
варительно найти действующий на него максимальный изгибаю-
щий момент.
С этой целью найдем момент справа и слева от сечения, распо-
ложенного под стенкой резервуара.
Пользуясь формулами (40), (47) и (52), с учетом знаков, полу-
чим:
-^справа = -у- (1 + фтднс)
4„ 29тднс^тднс ’k’W’P’w)
дн
Е+ -+('+ 0.86) - - °’310 - °'453> -
9- 0,048 = 114,5 - 9,35 - 7,0 = 98,15 кГсм/см.
Следовательно, максимальный изгибающий момент
Ммакс = 98,15 кГсм/см.
При этом напряжение в днище будет равно
Одн = 6 09gr5 - = 920 кГ/см*.
Напряжения оказались значительно ниже допускаемых, по-
этому принятые в проекте 1952 г. толщины листов первого пояса
и окрайков днища являются достаточными.
При этом необходимо учесть, что, кроме этих напряжений,
действующих в вертикальной плоскости, действуют и кольцевые
напряжения, которые достигают своего максимума на расстоянии
300—400 мм от узла и затем уменьшаются к узлу до нуля.
78
Анализ показывает, что й с учетом этих напряжений общее-
напряженное состояние нижнего узла будет в допустимых пре-
делах, если нет других концентратов напряжений в виде дефектов
сварных швов, резких неравномерных осадок основания, значи-
тельных отклонений геометрической формы корпуса и т. д.
Величина изгибающего момента, определенного по описанному
выше способу, является средней между значениями моментов для
шарнирного соединения стенки с днищем и защемления стенки
в днище.
Для сравнения приведем способ определения изгибающего
момента для этих случаев.
а) Шарнирное соединение стенки и днища. Примером шарнир-
ного соединения может служить клепаная конструкция резер-
вуаров.
В этом случае Xi = 0, а Хъ определяется из второго уравне-
ния системы (12):
6“2тХ2 + Дс2Тр = 0,
откуда
Изгибающий момент в стенке находится из выражения (20):
М —---------------------е~тх sin тх. (54)
Наибольшее значение он имеет в сечении, отстоящем от уровня ~
днища на расстоянии х — -г~~ — т~....= 210 мм.
1 4тСт 4 0,038
Таким образом
Л
МтаХ = — е 4 sin ~ = —0,322 = 118 кГсм/см.
тСТ 4 тст
Жесткое защемление стенки в днище
В этом случае изгибающий момент в заделке равен
М = — Y (н-------—) = 360 кГсм/см.
2mCT2 \ тст / '
Напряжение в стенке при жестком защемлении
! 1 \
ЗуЯ-—
__ 6-/И _ \ ^ст /
СТ бет2 /Ист2 дет2
(55)
(56)
79 •
Принимая соединение стенки с днищем за жесткое, получим
осТ = -Ц60 = 2160 кГ/смг
С физической стороны жесткое соединение стенки означает,
-что днище более толстое, и поэтому перемещения его настолько
малы по сравнению с перемещениями стенки, что ими можно
пренебречь. В стальных резервуарах практически этого не может
быть, и поэтому в каноническом уравнении (12) мы учитываем
перемещения как стенки, так и днища.
Вычисленные выше величины момента в заделке и соответ-
ствующее напряжение можно было бы получить и непосредственно
из уравнения (12), если отбросить перемещения днища.
Для рассматриваемого случая это уравнение дает
0,1365 Xj. + 1,80 Х2 = —0,562,
откуда
X. = 360 ; Х2 = 27,8 кГ/см.
При этом
ост = 6'36° = 2160 кГ/см1*,
•что полностью совпадает с результатами, полученными по форму-
.лам (55) и (56).
Из изложенного следует, что упругая заделка корпуса в
днище, которая принимается в расчетах, действительно является
промежуточной между шарнирным сопряжением и жестким
защемлением.
УТОЧНЕННЫЙ СТАТИЧЕСКИЙ РАСЧЕТ КОРПУСА РЕЗЕРВУАРОВ
С УЧЕТОМ ВЛИЯНИЯ КОЛЬЦЕВЫХ НАХЛЕСТОЧНЫХ ШВОВ
Рассмотрим основные положения методики расчета корпуса
резервуара с учетом его переменной жесткости, защемления
в нижнем узле и в пределах нахлесточных кольцевых швов.
Начнем с построения эпюр pi, <pi, Mi и Qi в пределах первого
пояса. Как было указано выше, вертикальная полоска шириной 1,
взятая на корпусе резервуара, может рассматриваться как балка
на упругом основании, жесткость которой меняется не только
от пояса к поясу, но и в пределах нахлесточных швов (рис. 30).
В нижнем конце этой балки приложены Xi = Мо и Xz = Qo,
значения которых определяются из канонического уравне-
ния (12).
ВО
Рис. 30. Расчетная схема корпуса резервуара как ступенчатой балки на
упругом основании с переменной жесткостью и эпюры у, <р, М и Q.
После этого, пользуясь формулами:
У1 = (й — %) + 2 Qo ®miX —-^-Мо
2m,2 ,, , imj3 ,, £, у
4)1 <?оф»П1хН
—-----~ Qo Smjx + <Pmix>
Ql = — (Qo Фт1* ~Ь 2Ш1Мо £mix)>
можно построить эпюры прогибов yv углов поворота фр изги-
бающих моментов Мг и поперечных сил Qt, вырванных Мо a Qo
в первом поясе.
6 Заказ 863.
81
В формулах (57) индекс 1 показывает, что величины mi и fci
определены для этого пояса с учетом его материала (сталь), тол-
щины (10 мм) и среднего радиуса при высоте залива резервуара А;
значение х берется от нижнего узла вверх.
Перейдем затем к построению эпюр у, <р, М и Q для первого
пояса с учетом влияния нахлесточного шва между первым и
вторым поясами.
В пределах нахлесточного шва между поясами вследствие
местного утолщения листов неизбежно возникают изгибающий
момент и поперечная сила, действующие в меридиональном напра-
влении.
Рассматриваемую ступенчатую балку на упругом основании
в пределах сопряжения поясов можно представить как состоящую
из трех балок на упругом основании, каждая из которых имеет
свою толщину (10, 18 и 8 мм), а следовательно, и свой коэффи-
циент постели. Две из этих балок (первый и второй пояса) можно
считать полубесконечными, а среднюю, имеющую малую длину,
абсолютно жесткой.
Для упрощения задачи будем рассматривать указанное сопря-
жение как сопряжение двух балок, а средний участок отбросим,
заменив его воздействие сосредоточенной реакцией:
#1-2 = &1-2 */1-2/1-2, (58)
где /1Д-2 — коэффициент постели;
у 1-2 — прогиб;
11—2 — длина нахлесточного шва.
Выражение (58) получается на основании следующих рассу-
ждений: если жесткая балка (нахлесточный шов) с коэффициен-
, ^(di + da)
том постели к —— осядет на величину у 1—2, то согласно
гипотезе Винклера реакция основания на единицу длины балки
будет равна ki—2 у 1—2-, полная же реакция на длину всей на-
хлестки определится выражением (58).
Для построения эпюр начало координат выберем на стыке
первого и второго поясов, ось х направим вверх, а ось у перпен-
дикулярно к ней.
Тогда уравнение упругой линии выразится следующим обра-
зом:
для первого пояса (х < 0)
у — yi = th х) + emiX (Лх cos mtx Az sin mtx) (59)
^1
или
У1 = (h + x) + 9miX + Az Zmix't (59')
82
для второго иояса (х > 0)
У = Уг — - — х) + е~тгХ (Л3 cos т2х + А4 sin т2х) (60)
или
У2 ~ — Х) “Ь -^3 ®т2х “Ь А4 ^т2Ж. (60')
Произвольные постоянные Ai, Az, Аз и А4 определяются
из условий сопряжения балок, а именно из равенства (при х = 0)
прогибов, углов поворота и изгибающих моментов и условия
равновесия поперечных сил. Таким образом, имеем
У1 = уV У1 = ^1У1" = о2у^'-, i
^2У2 = &1 — 2 У1 — 2 ^1 — 2- J
Далее, используя зти условия из уравнений (59), (60) и их
производных, получаем систему уравнений:
Д-Л+.Л1= ^Л + Л3;
Л, 1 Л о
— i + лг) = — -J +w2(H4 — А);
D^^A^ = — Z)2m22/14;
(62)
D22m^ (А4 - А3) - D42m^ (А2 - А,) = к}_2lt_2 h + Аг
Для удобства вычислений полученную систему уравнений (62)
представим в следующем виде:
А - А3 = Y h - А');
\ Пп I
mi(Ai +П2) + т2(Л3 — Л4) = — у ---------LV
\ Л2 /
D^m^A, D2m^A4 = 0;
[2к^2Ц_2 А А1- +±1Л +^а4 =
\ тг 4 т2 ° т2 4
= —2/ъ1- 2 ^1-2 h.
(63)
Эту систему уравнений лучше решать в численном виде, под-
ставив соответствующие значения:
Y, -j-, , тг, т2, D4, D2, к^2, 14_2 и h.
с учетом толщин листов первого и второго поясов, а также стыка,
удельного веса жидкости и высоты ее залива.
6*
83
Решив систему уравнений (63) и определив произвольные
постоянные Аг, А2, А3 и Л4, можно далее найти, например,
изгибающий момент в стыке или перемещение стыка, пользуясь
формулами:
или
М, = —2??г12^ы4з
Mi _2 = —2m22D2Ai
(64)
,, - V Ь - Л
У1 — n i л1>
У2 = h + ^3-
К2
Последние легко получаются из уравнений (59) при х = 0.
После этого можно перейти к построению эпюр у ф, Мт Q для
первого и второго поясов, вызванных реакцией стыка. Для пер-
вого пояса имеем
v 1
Уц ~ (^ “Ь •£) + “Ь А2
Фи— Л1?и1 фта,х + А2тг фт1х‘> (66)
Mu = — 2Axm2DrtmiX + 2A2m^Dx 6miX;
Си — 2AitHjsDl фпих 2А2т1$1)1 <pmix,
где h — расстояние от уровня жидкости до середины стыка.
По этим формулам строятся эпюры для первого пояса от все-
действия стыка между первым и вторым поясами.
Суммарные эпюры у, ф, М и Q для первого пояса получаются
путем сложения соответствующих эпюр, построенных по форму-
лам (57) и (66).
После того как из рассмотрения стыка между первым и вто-
рым поясами определены произвольные постоянные Аз п Л4
можно построить соответствующие эпюры у, ф, Ми Q, вызван-
ные реакцией стыка для второго пояса. В этом случае имеем
У2 — “Ь -^3 4“ ^4
— У /Lj/zZgфт2х 4" (67)
(2 2 “ 2/1з^23^2 4'm2-v 2^4//?237^2 ф7П2хт
где h — расстояние от уровня жидкости до середины стыка
между первым и вторым поясами.
84
Эпюры, построенные по этим формулам, учитывают только
влияние на второй пояс стыка между первым и вторым поясами.
Но на второй пояс влияет также и стык между вторым и третьим
поясами. Поэтому по аналогии с предыдущим необходимо вновь
решить задачу для стыка между этими поясами, пользуясь фор-
мулами (66) и (67) и применяя новые индексы соответственно
номерам стыков и поясов.
Построив по формулам, анологичным (66), эпюры для второго
пояса и сложив их с эпюрами, выраженными формулами (67),
получим суммарные эпюры для второго пояса.
Применяя указанный метод построения эпюр ко всем другим
стыкам и поясам, можно получить эпюры у, <р, М и Q для всего
корпуса резервуара от его нижнего узла и до верха.
Пример 5. Расчет корпуса
Рассчитать по данным примера 4 корпус резервуара емкостью
5000 м3 с учетом изгибающего момента и поперечной силы для
нижнего узла: Мо = 123 , <2 о = —18,6 кг/см; толщины
листов принять по рис. 30 (7 пояс — 10 мм, II — 8, III — 7,
IV — 6, V и W —5).
Построить эпюры у, ф, М и Q для шести поясов корпуса как
для ступенчатой балки на упругом основании.
На основании формул (14), (16) и (16') для коэффициента
постели к, коэффициента деформации т и цилиндрической жест-
кости стенки D последовательно определяем значения этих харак-
теристик для шести поясов и нахлесточных швов между поясами.
Результаты расчета приведены в табл. 5.
Таблица 5
Характеристика корпуса как ступенчатой балки на упругом основании
Пояса и СТЫКИ
g « С к
« == t~>. ь* ~ о о - 1 7
Л s X о. св о 0-1 я 1—1 д НН НН НН Н-4 > >> >
D кГ см 19,20 112,0 9,85 64,7 6,56 42,2 4,16 25,55 2,4 19,0
К к Г /смъ 1,60 2,88 1,28 2,40 1,12 2,09 0,963 1,76 0,803 1,60
т i/c.u 0,038 0,0284 0,0424 0,0312 0,0454 0,033 0,048 0,036 0,0538 0,038
Далее, зная величину изгибающего момента Мо и попереч-
ной силы Qо для нижнего узла, а также величины Di, mi и ki
для первого1 пояса, можно-на основании уравнений (57) построить
для этого пояса эпюры перегибов (перемещений) уг, углов пово-
рота ф1, изгибающих моментов Mi и поперечных сил Qi с учетом
85
Мо и Qo. Указанные эпюры учитывают лишь влияние внешней
нагрузки, Мо и Qo на первый пояс, но не учитывают влияния
моментов и поперечных сил, возникающих в нахлесточном шве
между первым и вторым поясами.
Для учета этих факторов используем значения mi, m2, kt,
kz, Di, Dz, kt—% (табл. 5). Подставив их в систему уравнений (63)
и решив ее как систему четырех уравнений с четырьмя неизвест-
ными, найдем значения коэффициентов Л1, Аг, Аз и At (табл. 6).
Имеем Ai = —0,056, Л 2 = 0,098, Аз = —0,200, At = -0,154.
Затем по формулам (64) и (65) определим изгибающий момент
в стыке Mj_2= 54,0 и перемещение у 1-2 = 0,56 мм и
по уравнениям (66) построим соответствующие эпюры для того
же первого пояса, учитывающие влияние на него стыка.
После этого путем сложения двух эпюр легко можно построить
суммарную эпюру для первого пояса. При этом необходимо иметь
в виду, что влияние внешней нагрузки следует учитывать только
один раз, либо при ходе расчета снизу вверх, либо сверху
вниз.
Продолжая расчет далее для нахлесток между последующими
стыками, находим соответствующие значения Ai, Аг и т. д.
В табл. 6 приводятся значения Ai, Аг, А3 и At для стыков между
шестью нижними поясами.
Таблица в
Значения коэффициентов Лп Л2, А3 и At для стыков
между шестью нижними поясами
Коэффициен- ты Стыки
I—II п-ш III—IV IV-V V—VI
Аг —0,056 —0,082 —0,079 —0,051 —0,0
л42 0,098 0,109 0,100 0,090 0,083
Ая —0,200 —0,169 —0,169 —0,160 —0,083
А4 —0,154 —0,144 -0,142 -0,124 —0,083
Определив коэффициенты Ai, Л 2 и т. д., можно, пользуясь
уравнениями (66) и (67), построить эпюры у, ф, М и Q для любого
пояса.
Вычисленные таким образом значения прогибов (перемещения)
щ и уп и изгибающих моментов Mi и Ми для первого пояса при-
ведены в табл. 7, 8, 9 и 10. Значения же суммарных радиальных
перемещений у и суммарных изгибающих моментов М даны
в табл. 11.
На основании произведенного расчета построены эпюры у,
ф, М и Q для шести нижних поясов (см. рис. 30).
86
Таблица 7
Значения радиальных перемещений уг от влияния Мо и Qo
для первого пояса (ход снизу вверх)
X, CM 171!% = = 0,038* ®mix 2/Qo = — —0,876mi x Фетцх У Mo — = 0,222 УгиДР= = 0,00056 X X(1170 — x) У1 —У Mo +
0 0 1 —0,87 1 0,222 0,655 0,0
10 0,38 0,6351 —0,5525 0,3815 0,0846 0,649 1,81
20 0,76 0,3389 —0,2948 0,0168 0,0037 0,644 3,53
30 1,14 0,1335 —0,1161 —0,1570 —0,0348 0,638 4,87
40 1,52 0,0111 —0,0096 —0,2073 —0,0460 0,633 5,77
50 1,90 —0,0484 0,0421 —0,1899 —0,0421 0,627 6,27
60 2,28 —0,0666 0,0579 —0,1442 —0,0320 0,622 6,48
80 3,04 —0,0476 0,0414 —0,0524 —0,0116 0,610 6,40
100 3,80 -0,0177 0,0154 —0,0040 —0,0008 0,599 6,14
120 4,56 -0,0017 0,0014 0,0087 0,0019 0,588 5,91
140 5,32 0,0028 —0,0024 0,0067 0,0015 0,577 5,76
144 5,47 0,0029 —0,0025 0,0058 0,0013 0,574 5,73
Порядок расчета
У1 х) “Ь ж + 'Фпцх;
0,0009., . .2-0,038 , .ос, „ . 2-0,0382.„„.
У1= j6- (И/0—х) ----——(—18,6) SmixH----Pg—123^т1Х;
У! =0,00056 (1170—х) —0,87 0т1х + 0,222
Таблица 8
Значения радиальных перемещений у±1 для первого пояса
(ход сверху вниз)
X, CM 77l1X = = 0,038 X -0,056 0mix Smix 0,098 SmiX 2/n, мм
0 0,0 1 —0,056 0 0 —0,56
2,5 0,095 0,9053 —0,0507 0,8625 0,0845 -H),348
5,0 0,19 0,8121 —0,0455 0,1562 0,0153 —0,30
25 0,95 0,2250 —0,0126 0,3146 0,0308 4-0,18
45 1,71 —0,0251 =0,0014 0,1791 0,0168 0,18
65 2,47 —0,0662 4-0,0037 0,0526 0,00515 0,088
85 3,23 —0,0394 4-0,022 —0,0035 —0,00034 0,019
95 3,61 —0,0242 =0,0013 —0,0122 —0,00119 0,0011
105 3,99 —0,0122 4-0,00068 —0,0139 =0,00136 —0,0068
115 4,37 —0,0043 4-0,00024 —0,0120 =0,00117 —0,0093
125 4,75 —0,0004 =0,00002 —0,0087 —0,00085 —0,0083
135 5,13 0,0024 —0,00013 —0,0055 —0,00054 —0,0067
145 5,51 0,0029 —0,00016 —0,0028 —0,00027 —0,0043
Порядок расчета
У11 "f" A&mix ’
рп=—0,056 0т1Ж + 0,098 tmix.
SI
Таблица 9
Значения изгибающих моментов для первого пояса
(ход снизу вверх)
X, CM =0,038 x Спцзг —490 Спил- фяцх 123(pm,ix Mi
0 0,0 0 0 1 123,0 123
10 0,38 0,2536 -124,26 0,8887 109,3 -14,96
20 0,76 0,3221 —157,83 0,6611 81,31 —76,52
30 1,14 0,2906 —142,39 0,4240 52,15 —90,24
40 1,52 0,2184 —107,02 0,2295 28,23 —78,79
50 1,90 0,1415 —69,33 0,0932 11,46 —57,87
60 2,28 0,0776 —38,02 0,0110 1,35 —36,67
80 3,04 0,0049 —2,4 —0,0425 —5,24 -7,64
100 3,80 -0,0137 6,71 -0,0314 —3,86 2,85
120 4,56 —0,0104 5,09 —0,0121 -1,49 3,60
140 5,32 —0,0040 1,96 —0,0012 —0,15 1.81
144 5,47 —0,0029 1,42 —0,0004 -0,05 1,37
Порядок
расчета
^1 ГП1 Qo^miX “I- М» Фицх’
Mi=-------0,038 ^miX + 123 <₽’ni*’
Mi— 49O£miX + I23(fmix-
Таблица 10
Значения изгибающих моментов Л/п для первого пояса
(ход сверху вниз)
X, CM m^x— =0,038 x r »7П1Х 31,0gmix a и7П1Х 54,0 6miX Мц
0 0,0 0 0,0 1 54,0 54,0
2,5 0,095 0,8625 26,7 0,9053 48,8 75,5
5,0 0,19 0,1562 4,8 0,8121 43,8 48,6
25 0,95 0,3146 9,7 0,2250 12,1 21,8
45 0,71 0,1791 5,5 —0,0251 -1,3 4,2
65 2,47 0,0526 1,6 —0,662 —3,5 —1,9
85 3,23 —0,0035 —0,1 —0,0394 —2,1 —2,2
95 3,61 —0,0122 —0,3 —0,0242 -1,3 —1,6
105 3,99 —0,0139 —0,4 —0,0122 —0,6 —1,0
115 4,37 —0,0120 —0,3 -0,0043 —0,2 —0,5
125 4,75 —0,0087 —0,2 —0,0004 -0,02 —0,22
135 5,13 —0,0055 —0,1 -<-0,0024 0,13 0,03
145 5,51 —0,0028 —0,08 0,0029 0,15 0,04
Порядок расчета
Mu = -2A1m1W1ZmiX + 2A^D^m^
Л/п=—2 (—0,056) • 0,0382 • 19,2 • Ю4 ZmiX + 2 • 0,098 0.0382 19,2 • 10* 6miX;
^ii = 31,0:miX + 54,09miX.
88
Таблица 11
Значения суммарных радиальных перемещений у и изгибающих
моментов М для первого пояса резервуара
Значения у, см Значения М, к Г см f см
при расчете пояса снизу вверх при расчете пояса сверху — вниз суммар- ные зна- чения у при расчете пояса снизу вверх при расчете пояса сверху — вниз суммар- ные зна- чения М
0,00 —0,00043 ' —0,0004 123,00 0,07 123,07
0,1811 —0,00067 0,1804 —14,96 0,03 —14,93
0,3529 —0,00083 0,3521 —76,52 —0,2 —76,72
0,4871 —0,00093 0,4862 —90,24 —0,5 —90,74
0,5774 —0,00068 0,5767 —78,79 —1,0 —79,79
0,6270 0,00011 0,6271 —57,87 —1,6 —59,47
0,6479 0,00186 0,6498 —36,67 —2,2 —38,87
0,6398 0,00885 0,6486 — 7,64 —1,9 —9,54
0,6136 0,0182 0,6318 2,85 4,2 7,05
0,5913 0,0182 0,6095 3,60 22,0 25,60
0,5761 —0,0302 0,5459 1,81 48,6 50,41
0,5728 —0,0560 0,5168 1,37 54,0 55,37
ТЕОРЕТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ НАПРЯЖЕННОГО СОСТОЯНИЯ
В БЕЗМОМЕНТНОЙ КРОВЛЕ
Для вывода уравнения кривой меридионального сечения
кровли рассмотрим вырезанный из кровли элемент — сектор
с центральным углом а = 1, с рав-
номерно распределенной нагрузкой q
(рис. 31). Примем, что касательная к
меридиану при х = R горизонтальна,
и обозначим меридиональное усилие
растяжения на краю элемента, при-
ходящееся на единицу длины дуги,
через То.
Из уравнения равновесия (2М о = 0)
имеем
2>0= Tolh -aq.^-R = 0, (68)
О
где о — площадь сектора;
I — длина дуги.
Учитывая далее, что при а=1,
1 = R, а ю = IR — , из урав-
нения (74) находим
т — gRZ
1 ° “ Ц,
Рис. 31. Расчетная схема
кровли.
(69)
8»
Полученное выражение является частным случаем (при х = R)
следующего более общего уравнения:
Тх = ^-,
х 3hx ’
(70)
(где Тх — меридиональное усилие в сечении х, приходящееся
на единицу длины дуги), позволяющего определить напряжение
в любой точке безмоментной кровли резервуара.
Так как по идее конструкция кровли является безмоментной,
т. е. работает только на растяжение, условие отсутствия момента
350 350
1300-^Е- 1300 -*
Рис. 32. Схема безмоментной кровли и зонта резер-
вуара емкостью 3000 м3.
в любом горизонтальном сечении можно выразить уравнением
= (71)
Z о
где второй член выражает момент от нагрузки в секторе I, а тре-
тий член — в секторе II.
Подставив сюда вместо То значение (69), получим уравнение
кривой меридионального сечения
11 — h х3 — 3h -х 4- — . (72)
У - 2qR3 2qR ^ q ' { '
которое при q = 1 принимает вид
y=-^xZ-^x + h' (73)
чему соответствует значение
Полученные уравнения позволяют определить напряжения
в любой точке безмоментной кровли и сравнить их со значениями
напряжений, установленных экспериментальным путем.
В качестве примера исследуем напряженное состояние в без-
моментной кровле резервуара емкостью 3000 лс3 (рис. 32) при воз-
действии расчетной вертикальной нагрузки, действующей сверху
вниз.
«Ю
Для этого, исходя из уравнения (70) и фактических толщин
листов кровли, определим напряжения в тех точках, в которых
при экспериментальном исследовании (см. главу IV, стр. 157)
были установлены датчики.
При расчете принято
9 = 200 кГ/мг, R = 9530 мм, h = 1750 мм, следовательно:
дЯ3 200-9.533 33000 г.
Тх = = о . -----= ------- кГ см. (75)
3hx 3-1,75» х ' ' ’
Результаты расчета приведены в табл. 12.
Таблица, 12
Напряжения в безмомеитиой кровле резервуара емкостью 3000 .и:|
Расстояние от центра кровли (трубы) до точек установ- ки датчиков, см 26 86 116 316 516 716 916 936 956
Усилие Тх, кГ /см ... 1270 385 175 87 54 39 30,4 29,6 29,0
Толщина ли- стов, см . . 0,8 0,8 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25
Напряжение среза, кГ1см2 1580 480 700 348 216 156 122 118 116
Аналогичный расчет был произведен для безмоментной кровли
резервуара емкостью 5000 м3 (рис. 33).
400 400
Рис. 33. Схема безмоментной кровли и зонта
резервуара емкостью 5000 .и3.
В этом случае принято: R = 11420 мм, h = 2000 мм, q =
— 200 кГ/м? для точек, находящихся на тех же расстояниях
от центра, как и для резервуара емкостью 3000 Л1э, получено
Тх = кГ/см^
(76)
91
Результаты расчета приведены в табл. 13.
Таблица 13
Напряжения в безмоментной кровле резервуара емкостью 5000 .’<3
Расстояние от центра кровли (трубы), см 26 86 116 316 516 716 916 936 956 1100 •
Усиление Тх, к Г /см . . . 1910 580 430 158 96,6 69,5 54,3 53,2 52,0 45.0=
Толщина ли- ста, см . . . Напряжение среза, кГ/см- 0,8 0,8 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25 0,25
2400 725 1720 . 386 386 278 217 213 209 180
Табл. 12 и 13 составлены, исходя из условия равнопрочности
наплавленного металла сварных швов основному металлу.
Так как швы кровли сварены внахлестку и работают на срез,
пользуясь старыми нормами НИТУ-3-46, можно принять вели-
чину напряжений для сварных угловых швов
а“ = 0,7 [аср] = 0,7 • 1100 = 770 кг/см*. (77)
Тогда необходимая толщина листов определится из условия
с ____________________ Тх ___ Тх !г!о\
6 ~ аш — 770 "
иср
Приняв толщину листов кровли 6 = 2,5 мм, найдем отсюда
расстояние от центра кровли х, дальше которого толщина листов
может быть принята постоянной и равной 2,5 мм.
Для резервуара емкостью 3000 м3 получим
, _ Тх __ 33000
°- 770 — 770 а; ’
откуда
Таким образом, если принять радиус зонта равным 170 см,
то от границ зонта до периметра кровли толщина листов может
быть принята постоянной и равной 2,5 мм. В этом случае имеется
неучтенный запас в прочности швов. Если листы кровли нало-
жить на более толстые листы зонта, например с захлестом 300 мм,
то в пределах зонта листы кровли при последовательной сварке
секторов будут сварены не только торцовыми, но и фланговыми
швами. Это обстоятельство не учитывалось при выборе напряже-
ния (77), когда высота валикового шва была принята равной
0,7 толщины листов без учета работы фланговых швов.
92
Поэтому более правильно ввести в расчет как фланговые,
так и валиковые швы с суммарной длиной, обеспечивающей равно-
прочность сварных швов у зонта и основного металла листов на
растяжение.
Тогда при 6 = 2,5 мм, расстояние от центра трубы до края
зонта
ЗЗООО „„
Х ~ 1600-0,25 — 83 СМ'
Если исходить не из условия равнопрочности и рассматривать
работу сварных соединений на срез с напряжением =
= 1100 кГ!смг (т. е. без коэффициента 0,7 за счет включения
в работу фланговых швов), то указанное расстояние
х ==
ЗЗООО
1100-0,25
— 120 см.
Учитывая недостаточную апробированность конструкции без-
моментной кровли в эксплуатации и возможность коррозии ме-
талла в агрессивной среде, целесообразно для увеличения запаса
прочности принять толщину листов кровли постоянной от краев
зонта до наружного контура резервуара и равной 3 мм. Расстоя-
ние от центра трубы до краев зонта в тех же целях принято 130 см.
Аналогичный расчет для резервуара емкостью 5000 м3 дает
49800
Х ~ 1100-0,30 “ 151 см'
Принято 160 см.
В других кольцевых нахлесточных швах кровли, находя-
щихся за контуром зонта, расчетные усилия оказываются на-
столько малыми, что в этих швах всегда имеется значительный
запас прочности.
Перейдем к рассмотрению конструкции и расчету зонта, цен-
тральной стойки и башмака.
Конструкция зонта для резервуара емкостью 3000 м3 приве-
дена на рис. 32, а для резервуара емкостью 5000 м3 на рис. 33.
Коническую часть зонта в обоих случаях для удобства изго-
товления и монтажа также целесообразно принять постоянной
толщины.
Толщина горизонтальных кругов зонта определяется по фор-
мулам, вытекающим из выражений (75) и (76), при допускаемом
напряжении для стали марки Ст.З, равном 1600 кГ/см?.
Для резервуара емкостью 3000 м3 получаем
д _ ЗЗООО __ 3300 _ 3300 _ . 97
1 — 1600г — d ~ 1600-16,25 — см‘
1600 • -g-
где d — диаметр трубы.
93
Принято di = 14 мм.
Для резервуара емкостью 5000 м3
с __ 49800 _ 49800 _ 49800 _ ,
°2'™ 1600-х ~ ]6()|). £/’ 1600-17,55 ~ 1,11 СМ"
Принимаем 62 = 20 мм.
Как видим, толщина листов определена по усилиям, действую-
щим на границе труб по допускаемым напряжениям для основ-
ного металла.
Толщины листов зонта в конической части определяются по
тем же формулам, но с учетом того, что половина усилий пере-
дается на листы зонта, а другая половина — на косынки. По-
этому толщины листов зонта приняты вдвое меньшими, чем тол-
щины горизонтального круга и соответственно равны 8 и 10 мм.
Количество косынок, их толщины и размеры швов также нахо-
дятся по половинным усилиям.
Центральная стойка при расчете на вертикальную нагрузку
рассматривается как центрально сжатая стойка, шарнирно за-
крепленная по концам. С учетом характера работы кровли прини-
мается, что вся нагрузка от кровли передается на стойку. Это
возможно лишь при условии, что крайние наружные зоны кровли
не передают на корпус части нагрузки. В действительности же
небольшая часть нагрузки будет передаваться на корпус, однако
расчетом это не учитывается.
Тогда вертикальное давление на центральную стойку для ре-
зервуара емкостью 3000 м3 составит
= л В^д = л 9,532 -.200 = 57 000 кг = 57 т,
а для резервуара емкостью 5000 .и3
'Л-2= лЛЛ/- л-11,422-200-: 82,5 т.
При шарнирном опирании концов стойки ее расчетную длину
можно принять равной высоте. Поэтому получаем следующие
данные для расчета (соответственно для резервуаров емкостью
3000 ж3 и 5000 ма):
высота h1 = 13450 мм,
диаметр dr = 325,10 мм,
радиус инерции ^=11,2 см,
площадь сечения = 99,0 см2,
h2 = 13700 мм',
d2 = 351,10 мм;
г2 = 12,1 см;
F2 = 107,0 см2;
гибкость К, = = 120, л2 = — — ИЗ,
х 7*1 11,Z "2
коэффициент фх = 0,45, а ф2 = 0,55.
91
Тогда напряжения соответственно будут равны:
-W" тйтата - 1440 ’=г/“’< 1600
°" = 1Э? = таг» - 1545 ’Г/“2 < 1600
Экспериментальное исследование показало, что подъем цен-
тральной стойки под воздействием избыточного давления улуч-
шает условия работы кровли. По-
этому целесообразно принять теле-
скопическую конструкцию нижней
части стойки, которая могла бы
свободно подниматься; для этого
центральную трубчатую стойку надо
вставить в другую трубу большего
диаметра (рис. 34). Так, для резер-
вуара емкостью 5000 м8 трубчатая
стойка диаметром 351 X 10 мм встав-
ляется в патрубок диаметром 377 X
X 10 мм а стойка резервуара ем-
костью 3000 мэ, состоящая из тру-
бы диаметром 325 X 10 мм, встав-
ляется в патрубок диаметром
351 X 10 мм.
Площадь опорной плиты башмака
стойки, усиленная ребрами жестко-
сти, определяется из условия, что
давление на песчаное основание
(с учетом веса нефтепродукта) не
должно превышать 2 кПсм*. Вы-
сота нижнего патрубка принята
из расчета, что подъем центральной
стойки не превышает 600 мм и высота
патрубка башмака равняется удвоен-
ной величине возможного подъема,
т. е. 1200 мм.
-Ф2000
Рис. 34. Схема конструкции
башмака резервуара емкостью
5000 м8.
Исследование перемещений
безмоментной кровли
Выше было показано, что меридионального сечения безмомент-
ной кровли при равномерно распределенной вертикальной на-
грузке выражается уравнением (72):
у — ____lb— х3 — —
у 2g/?8 2gR
А
Ч
С другой стороны, известно, что уравнение для гибких нитей
при воздействии равномерно распределенной нагрузки имеет
вид
У = -^- (79)
Различие между этими уравнениями заключается в том, что
в первом случае рассматривается сектор с центральным углом
а = 1, во втором же случае принимается полоса постоянной
ширины. Поэтому воздействие равномерно распределенной на-
грузки на единицу площади кровли в секторе равносильно дей-
ствию треугольной нагрузки с ординатой, равной нулю у вер-
шины и qR у основания, в то время как в уравнении (79) прини-
мается полоса постоянной ширины, находящаяся под равномерно
распределенной нагрузкой д. Но в обоих случаях нагрузка на
единицу ширины листа одинаковая.
Результаты расчета, выполненного по уравнениям (72) и (79),
в виде численных значений ординат для резервуаров емкостью
3000 и 5000 м3 приведены в табл. 14 и 15.
Таблица 14
Значения ординат для резервуара емкостью 3000 ms
Абсциссы X для уравнения (72), ем . . 100 200 300 400 500 600 700 800 900
Ординаты по уравнению (72), см . . 147,4 120,4 94,7 70,7 49,8 30,8 16,8 6,2 0,5
Ординаты по уравнению (79), см . . 157,1 124,1 95,0 69,8 48,5 31,0 17,5 7,75 1,94
Абсциссы х для уравнения (79), см . . 900 800 700 600 500 400 300 200 100
Таблица 15
Значения ординат для резервуара емкостью 5000 м3
Абсциссы х для уравнения (72), см . . 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100
Ординаты по уравнению (72), см . . 173,8 148,1 123,2 99,6 77,6 57,5 39,9 25,2 13,8 6,0 2,3
Ординаты по уравнению (79), ем . . 185,1 153,0 123,9 97,9 75,0 55,1 38,3 24,5 13,8 6,0 1,5
Абсциссы х для уравнения (79), см ... 1100 1000 900 800 700 600 500 400 300 200 100
96
Построенные по этим данным кривые и их сравнение с дей-
ствительной геометрической формой безмоментной кровли пред-
ставлены на рис. 35 и 36.
Рис. 35. Геометрическая форма резервуара емкостью 3000 л.3 с без-
моментной кровлей и центральной стойкой.
1 — форма кровли, построенная по уравнению (72); 2 — форма кровли, построен-
ная по уравнению (79).
Рассмотрение таблиц и сопоставление форм кровли по вычис-
ленным и измеренным величинам показывает достаточно близкое
совпадение, что объясняется равенством нагрузок на единицу
ширины.
В дальнейшем форма резервуаров с безмоментной кровлей
может быть усовершенствована с большим приближением.
Рис. 36. Геометрическая форма резервуара емкостью 5000 (4600) л»3.
1 — форма кровли, построенная по уравнению (72); 2 — форма кровли, построен-
ная по уравнению (79).
Как уже указывалось, безмоментная кровля может «дышать>
и вместе с центральной стойкой подниматься только на ограни-
ченную величину 300—350 мм для резервуара емкостью 3000 мэ
и 450—500 мм для резервуара емкостью 5000 м3.
Предельное значение этого подъема можно вычислить теоре-
тически, если исходить из того, что в предельном положении
криволинейная форма кровли может приближаться к прямой.
Поэтому, если принять длину спрямленной дуги за гипотенузу,
то при известном радиусе всегда можно определить вертикальный
катет. Разность между его значениями до и после подъема и будет
предельной величиной подъема от избыточного давления.
7 Заказ 863. 97
Так, для резервуара емкостью 3000 ма при радиусе кровли
= 9530 мм и диаметре трубы центральной стойки 325 мм
находим горизонтальную проекцию от края трубы до контура
резервуара a = 9530—163 = 9367 мм.
Превышение центра кровли над контуром резервуара по про
екту составляет /гх = 1750 мм. Тогда гипотенуза (хорда) тре-
угольника С = 9530 мм.
Исходя из уравнения (79), определим длину дуги кривой;
Известно, что длина дуги
1=/У1+ШЛ1- (80)
о х '
Дифференцируя уравнение (79) и подставляя значение
в уравнение (80), получим
I— у |/ 1 + xV dx-, I = J |/1 + х2 dx.
о ' ' о
Интегрирование этого уравнения дает
= 0,5 /а8 -г 4Л2 + -J In + l/ 1 + ) =
г 1 4^ \ a г а2 /
= 0,5 Г 93672 + 4-17502 + In +
V93672 + 4 • 17502 = 9600 мм.
УоО / '
Таким образом, длина дуги кровли оказалась больше длины
гипотенузы (хорды) на 9600—9530 = 70 мм.
В предельном состоянии, когда центральная стойка под влия-
нием избыточного давления поднимается до наивысшего поло-
жения и криволинейная форма кровли стремится к прямой,
высота стойки будет равна
= /Z2 - а2 = /96002 - 93672 = 2 100 мм.
98
Тогда наибольший относительный подъем стойки определится
разностью высот
A h = hr — h = 2100 — 4750 — 350 мм.
Экспериментально измерено A h — 270 мм.
Полученная разность между измеренной и вычисленной вели-
чинами подъема объясняется тем, что фактически в предельном
состоянии криволинейная форма не достигает прямолинейной,
хотя и достаточно к ней приближается.
Из приведенных примеров следует, что если бы центральная
стойка в своей нижней части могла свободно скользить в телеско-
пически соединенной трубе, то в резервуаре емкостью 3000 м*
наибольшая величина подъема могла дойти до 300—350 мм.
Аналогичные вычисления для резервуара емкостью 5000 мэ
при а = 11 200 мм и h2 = 2000 мм дают С = 11 400 жм и I —
= 11 480 мм. При этом длина дуги оказывается больше длины
хорды на величину 11480 — 11400 = 80 мм и высота централь-
ной стойки
Л2 = ]/Z2 —а2 = V 114802—112002 = 2520 мм.
Тогда наибольший относительный подъем кровли A h =
= 2520—2000 = 520 мм. Действительный подъем будет несколько
меньше и составит величину порядка 450—500 мм.
РАСЧЕТ УСИЛИЙ В БЕЗМОМЕНТНОЙ КРОВЛЕ С УЧЕТОМ
НАЧАЛЬНОГО УКЛОНА КРАЕВ
Как показал опыт строительства и эксплуатации резервуаров
с безмоментной кровлей, по своему контуру кровля имеет весьма
небольшую жесткость, вследствие чего она опускается настолько,
что получается обратный уклон от контура к середине, препят-
ствующий стоку дождевой воды, вызывающей сильную Коррозию
металла. С другой стороны, недостаточная жесткость кровли
затрудняет расположение на ней сравнительно тяжелого обору-
дования и его успешную работу.
Ввиду этого Гипроспецпромстроем было принято сравнительно
мощное кольцо жесткости и участку кровли, примыкающей к листу
кольца жесткости, придан начальный подъем ф =. 5° (рис. 37).
Тогда формула для расчета меридиональных усилий на краю
оболочки принимает следующий вид:
У = ______ / О-П
0 3(/i—R tg <f) cos <р ’ Z
ИЛИ при 7=1
Д2
3 (h—R tg <р) cos <р ‘ (&2)
7*
99
Отсюда, используя условие отсутствия момента в кровле,
можно получить следующие окончательные выражения для опре-
деления меридиональных усилий в кровле при q = 1:
71 = 3^ (Я—-К tg <р) ’
а при х — R
Т° = 3 (fe-.fi tg ф) ‘
Рис. 37. Расчетные
схемы безмоментной
кровли опытного ре-
зервуара емкостью
5000 м3.
Формула (84) отличается от формулы (82) множителем costp,
который при <р = 5° вполне возможно принять равным «единице.
Это является подтверждением того, что уравнение (83) доста-
точно точно отображает закон изменения меридиональных усилий
в зависимости от расстояния х.
В связи с тем, что у края кровли принят начальный угол
наклона, давление на центральную стойку оказывается больше
суммарной внешней нагрузки. На самом деле, уравнение суммы
проекций всех действующих сил (нагрузок) на вертикальную ось
л 1УТй sin ф + q - N = 0
дает
N — Я + Л-ОУоЗтф. (85)
100
Отсюда при диаметре D = 21,4 м (без кольца жесткости),
внешней нагрузке q = 200 кГ!м2, ф = 5° и То = 7520 кП»
получаем
N = 72000 + 44000 = 116000 кг.
Таким образом, за счет уклона вертикальное давление увели-
чилось на 44 т. В действительности, однако, этого не произойдет,
так как под действием нагрузки уклон кровли уменьшится; одно-
временно уменьшится и дополнительное давление, которое пол-
ностью исчезнет, как только угол наклона станет равным нулю.
Таким образом, можно считать, что сама конструкция кровли
в условиях эксплуатации будет регулировать давление на стойку
и поэтому наиболее правильно башмак центральной стойки и
давление на песчаное основание рассчитывать только на основную
нагрузку, равную 72 т.
При расчете башмака расчетное сопротивление основания
принято 2 кПсм?, а сечение центральной стойки диаметром d =
= 426 X 6 мм. При этом напряжение в стойке
о = 1880 кГ/см2 < 2100 кГ/см2.
Глава III
КОНСТРУКЦИЯ И РАСЧЕТ СТАЛЬНЫХ РЕЗЕРВУАРОВ
С ПОВЫШЕННЫМ ИЗБЫТОЧНЫМ ДАВЛЕНИЕМ
КОНСТРУКЦИЯ И РАСЧЕТ КАПЛЕВИДНЫХ РЕЗЕРВУАРОВ
Каплевидные резервуары принадлежат к числу резервуаров
И)№~
новых типов, предназначенных для
хранения нефтепродуктов
под избыточным давлением
до 0,4 ати.
В практике СССР про-
ект каплевидного резер-
вуара (емкостью 2000 л3)
был впервые разработан
Гипроспецнефтью в 1944 г.
Он был построен в 1947 г.
в г. Грозном.
Последующий теоре-
тический анализ и экс-
периментальные исследо-
вания показали, что кон-
струкция резервуара мо-
жет быть значительно уп-
рощена, главным образом
путем облегчения тяжело-
го внутреннего решетча-
того каркаса. В 1948 г.
был разработан новый
проект каплевидного ре-
зервуара облегченной кон-
Рис. 38. Каплевидный резер-
вуар емкостью 2000 м3 с опор-
ным кольцом.
а — фасад резервуара; б — плац
опорного кольца.
102
струкции, по которому в течение 1951—1952 гг. были построены
резервуары емкостью по 2000 м3 с опорным кольцом; один из них
в 1953 г. был испытан ВНИИСтройнефтью.
Каплевидные резервуары имеют форму капли жидкости, лежа-
щей на плоскости. При наличии избыточного давления в верхней
части резервуара во всех точках оболочки, кроме зоны сопря-
жения с основанием, возникают равные напряжения растяжения,
Разрез
-R13
10 9
Н--.Ч921 R‘22P1
5-,
R=5855
Н--8500
3=7548
Н--725О
\5
\ 5=881':
\Н=5500
—
.5=922",
11 12
и*
Ез.
R
—5=500
Н=5Ч2
13
И=3750
I3
/ 5-8882
Н=200С
2
Рис. 39. Общий вид раскроя корпуса и днища.
а— вид им оболочку сверху; б — вид на днище сверху; 1—9. — номера поясов оболочки;
10 — центральный лист корпуса; 11 — центральный лист днища; 12 — I пояс днища;
13 — II пояс днища; Bi — Bis — радиусы оболочки на уровне кольцевых швов. Н—
соответствующая высота.
поэтому оболочка каплевидного резервуара обычно называется
оболочкой равного сопротивления. В описываемой конструкции
(рис. 38) диаметр по экватору равен 18 454 мм, а полная высота
от нижней точки поверхности основания до наивысшей точки
оболочки — 10 490 мм. По проекту толщина оболочки по всей
поверхности равняется 5 мм. Толщина оболочки при сооружении
принята: выше экватора — 5 мм, ниже — 6 мм.
Общий вид раскроя оболочки корпуса и днища показан на
рис. 39.
Толщина листов опорного кольца составляет 10 мм, его наруж-
ный диаметр 16 494 мм, внутренний диаметр 13 364 мм, ширина —
1598 мм. Опорное кольцо имеет ребра жесткости в радиальном
и кольцевом направлениях из листов 8—10 мм. Общее количе-
ство радиальных ребер жесткости — 40 (рис. 40). Решетка опор-
ного кольца и уторный уголок выполнены из уголка 75 X 6.
103
Внутри резервуара поставлено 40 ребер жесткости из листов
толщиной 8 мм, которые идут от границы чаши днища до верха
опорного кольца (рис. 41). В
верхней части к этим ребрам при-
варены планки толщиной 8 мм,
длиной 1200 мм и шириной
100 мм; их назначение — пред-
отвратить потерю устойчивости
при работе ребер на сжатие.
Резервуар имеет внутренний
каркас, состоящий из 20 ветвей —
из швеллеров № 12, идущих
в меридиональном направлении.
Ветви каркаса соединяются с
кольцевыми связями на шести уров-
Рис. 40. План опорного кольца и
схема расположения клинометров и
точек для нивелирования.
I—-40 — точки для нивелировки; I — V —
клинометры.
Рис. 41. Геометрическая форма па-
нелей части оболочки резервуара.
а — разрез от центра днища в северном
направлении (см. рис. 40); б — в южном;
е — в восточном; г — в западном.
нях из уголков 65X6 (кроме верхних связей, которые сделаны
из уголка 100 X 8).
Внизу каркас крепится болтами к внутренним ребрам жест-
кости (через один), а в верхней части соединяется также на бол-
тах с центральным кольцом из швеллера № 12, усиленным коль-
цевыми планками из листов толщиной 6—8 мм.
104
Каплевидные резервуары выполнены из мартеновской кипя-
щей стали марки Ст.З. Скорлупы, состоящие из листов двоякой
кривизны, изготовлялись на специальном стенде. Стендовая
сварка производилась при помощи полуавтомата ПШ-5. Мон-
тажная сварка выполнялась сварщиками 7-го разряда электро-
дами типа ОММ-5 и ЦМ-7.
Расход металла в описанной конструкции следующий.
Оболочка корпуса . . 41,00 т 63,446
Внутренний каркас . . 8,31 т 12,8%
Опорное кольцо . . 13,65 т 21,1%
Лестница, перила и пр . . 1,75 т 2,7%
Итого . . . . . 64,71 т 100%
Для устранения недостатков конструкции каплевидных ре-
зервов с опорным кольцом, заключающихся в чрезмерном нара-
стании усилий в подэкваториальной части от давления жидкости,
Г. М. Чичко была предложена конструкция каплевидного резер-
вуара, экваториальный пояс которого опирается на колонны
(рис. 42).
В этом случае каплевидная оболочка опирается плоским
днищем на плотно утрамбованную песчаную подушку, сила веса
нефтепродуктов в нависающей части оболочки направлена вниз,
воспринимается колоннами и через них передается фундаменту.
В резервуаре емкостью 2000 м3 предусмотрена установка
20 колонн, опирающихся на кольцевой одноступенчатый бетон-
ный фундамент, армированный сеткой. Глубина заложения фун-
дамента равна 1800 мм, ширина поверху 600 мм, понизу 1300 мм,
высота ступени 500 мм.
Колонна изготовляется из металлической трубы и прп помощи
опорных косынок-пластин приваривается к экватору. Для вос-
приятия вертикальных усилий, возникающих в пустом резервуаре
от избыточного давления и направленных вверх, колонны кре-
пятся к кольцевому фундаменту при помощи анкерных бол-
тов. Вертикальные усилия уравновешиваются весом колонн,
фундаментом и грунтом над ним.
В резервуарах для хранения нефтепродуктов под избыточным
давлением расчетной нагрузкой служит гидростатическое давле-
ние жидкости, залитой до наивысшего уровня, в сочетании с мак-
симальным избыточным давлением в паровом пространстве.
Объем парового пространства обычно составляет около 10%
емкости резервуара, однако для упрощения расчета его прини-
мают равным нулю. Величина избыточного давления регулируется
напорным дыхательным клапаном, установленным в наивысшей
точке оболочки резервуара.
105
Рис. 42. Каплевидный резервуар емкостью 2000 м3
с экваториальной опорой.
а — фасад резервуара; б— план фундамента и расположения
колонн.
Если условно заменить величину избыточного давления стол-
Рис. 43. Расчетная схема.
(рис. 43), то суммарное давле-
ние (так называемая основ-
ная расчетная нагрузка) с
учетом избыточного давле-
ния выразится формулой
^ = у(/14-у), (86)
где Y — удельный вес про-
дукта;
у — расстояние по вер-
тикали от наивыс-
шего уровня жидкости до рассматриваемого элемента на по-
верхности оболочки.
406 *
Условие равновесия элемента оболочки имеет вид
^ + ^ = P^(h + y), <87)
где ?i — меридиональное усилие;
Т2 — кольцевое усилие;
J?x и Т?2 — радиусы кривизны в меридиональном и кольцевом
направлениях.
В основу расчета каплевидного резервуара положено условие
равнопрочности оболочки, т. е. полагают, что геометрия оболочки
выбрана так, чтобы под воздействием основной расчетной на-
грузки в меридиональном и кольцевом направлениях растяги-
вающие напряжения были равны между собой и постоянны. Это
означает, что должно быть выполнено условие
= Т2 = Т = const. (88)
При этом уравнение (87) можно представить в следующей
форме:
+ + <89)
что вполне тождественно с уравнением поверхности капли жид-
кости, лежащей на плоскости:
где а — поверхностное натяжение пленки жидкости.
Если оболочка с поверхностью, удовлетворяющей уравнению
(89), имеет постоянную толщину, то при действии основной рас-
четной нагрузки во всех ее элементах в меридиональном и кольце-
вом направлениях действительно возникнут одинаковые напря-
жения растяжения и условие равнопрочности будет выполнено.
Как это следует из предыдущего, в оболочке каплевидного
резервуара под воздействием расчетной нагрузки возникают
внутренние усилия осевого растяжения — сжатия, за исключе-
нием зоны закрепления оболочки, где появляются напряжения
изгиба Е Поэтому напряжения в самой оболочке можно опреде-
лить по безмоментной теории.
Выясним, какие усилия возникают в оболочке в отдельности
от равномерного избыточного давления и от гидростатического
давления жидкости. Равномерное давление в осесимметричных
оболочках, в том числе и в каплевидных, вызывает меридиональ-
ные усилия:
Л = (91)
1 Одинаковые кольцевые и меридиональные усилия, испытываемые
лри этом в оболочке, показаны пунктиром на рис. 44.
107
Тогда на основании уравнения (87) получим выражение для
определения кольцевых усилий:
Г2 = pR2 (1 - .
(92)
Эпюры кольцевых и меридиональных усилий от равномерного
давления, построенные по этим формулам, приведены на рис. 44,аг
а эпюры от гидростатического давления на рис. 44, б.
В вершине оболочки, где = Д2 = До, кольцевые и мери-
диональные усилия равны между собой и выражаются следую-
щим равенством:
Л = = Т = -ф-, (93)
Рис. 44. Эпюры меридиональных 1\ и кольцевых Т2 усилий
в оболочке сфероида с опорным кольцом.
а — под действием газового давления; б — под действием гидростатиче-
ского давления.
т. е. в вершине оболочки кольцевые и меридиональные усилия
имеют такую же величину, как и в шаровой оболочке радиуса Ro.
Меридиональные усилия, следуя закону изменения радиуса
кривизны в кольцевом направлении Rz, согласно формуле (91)
будут уменьшаться до экватора, так как у экватора радиус Rz
достигает минимального значения. У экватора эти усилия будут
равны
Т\э = р-^, (94)
после чего они будут все время увеличиваться, стремясь к + со.
Кольцевые усилия согласно формуле (92) от значения в вер-
шине уменьшаются до нуля в той точке экватора, для которой
Rz = 2Д1, и затем, став отрицательными, т. е. сжимающими^
стремятся на контуре с плоским днищем к —со.
Так как у вершины оболочки гидростатическое давление равно>
нулю, то, как это следует из равенства (92), оболочка находится
108
там только под воздействием избыточного давления, вызывающего
усилие
_ pRo
2 -
Ту = Т2 = Т
Во всех точках оболочки ниже вершины, где действует гидро-
статическое давление совместно с избыточным, давление жидкости
вызывает такие кольцевые и меридиональные усилия, которые
имеете с усилиями, вызываемыми равномерным давлением, дают
в сумме постоянное для всех точек оболочки усилие, равное
(пунктирная линия на эпюре).
Таким образом, под воздействием основной расчетной нагрузки
во всех точках оболочки будут действовать равные кольцевые и
меридиональные усилия.
Составляя теперь разность усилий, выраженных формулами
(91) и (93), можно получить формулу для определения меридио-
нальных усилий, вызванных давлением жидкости при полном
заливе:
T1=^(RO-RS). (95)
Таким же путем из формул (92) и (93) можно найти и выраже-
ние для кольцевых усилий:
т2 = -М1 • (96)
В этих формулах hu выражает избыточное давление в паро-
вом пространстве, которое можно представить в виде столба
жидкости над резервуаром, в метрах.
Эпюра усилий, вычисленных по формулам (95) и (96) изобра-
жена на рис. 44, а, б. Общим свойством этих эпюр является стре-
мление усилий к значению + оз на контуре сопряжения с днищем.
Чтобы ограничить внутренние силы допустимыми пределами,
нависающая часть оболочки снабжается опорным кольцом, кото-
рое передает давление жидкости на грунт основания и освобо-
ждает оболочку от чрезмерных напряжений.
Как показывают эпюры, основная часть оболочки корпуса
во всех возможных комбинациях нагрузок, за исключением ва-
жуума, испытывает растяжение. Поэтому внутренний каркас,
не соединенный с оболочкой, в работе последней участия не при-
нимает.
Что касается напряженного состояния краевых точек, где
появляются изгибающие моменты, то теория их расчета значи-
тельно сложнее и требует дальнейшего уточнения и эксперимен-
тальной проверки.
109
Расчет каплевидного резервуара с экваториальной опорой
характеризуется некоторыми особенностями.
Усилия в оболочках этого типа определяются отдельно для
над- и подэкваториальной частей. Усилия в надэкваториальной
части будут такими же, как и в резервуаре с опорным кольцом;
усилия же в подэкваториальной части определяются из условия
равновесия внешних и внутренних сил.
Г. М. Чичко предложил следующую формулу для определе-
ния усилий в подэкваториальной части:
Тх = ри. (97)
1 2/sm<p ' v ’
На экваторе, где г = R%s = (большая полуось заменяющего
эллипсоида), меридиональное усилие
л 2 — р 2
2а Ра- (98)
На контуре сопряжения с плоским днищем г = rg, sin ф = 0
и кольцевое усилие определяется по формуле
7\д = PaRm- (99)
Подставив вместо его значение из формул (87) и (97),
можно получить следующее выражение для кольцевого усилия:
7 = PaRz (1 - - fTrg-- • 4-) . (100)
2 z\ 2Г Sln ф jRj / ' '
На экваторе
Т2ъ = раа [1 - -а2^ . (101)
Так как
то окончательно
Т2э = Al«fl--—• (102)
На контуре сопряжения с днищем
^2э = PaRin- (ЮЗ)
Из формул (99) и (103) следует, что = Т2Л, и в данном слу-
чае оболочка резервуара является равнопрочной (пунктирные
линии на рис. 45).
Усилия от гидростатического давления определяются анало-
гично усилиям в резервуаре с опорным кольцом — на основании
принципа независимости действия сил.
110
Эпюры усилий Ti и Та для верхней и нижней частей резер-
вуара с экваториальной опорой приведены на рис. 45.
Таким образом, резервуары с экваториальной опорой при
основной расчетной нагрузке могут иметь одинаковую толщину
как в надэкваториальной, так и в подэкваториальной части.
Резервуары этой конструкции имеют лучшие показатели в отно-
шении расхода металла по сравнению с конструкцией резер-
Рис. 45. Эпюры меридиональных Т\ и кольцевых
усилий в оболочке сфероида с экваториальной опорой.
а — под действием газового давления; б — под действием
гидростатического давления.
вуара с опорным кольцом; экономия металла достигает 20 %.
Кроме того, изготовление плоского днища оказывается проще,,
чем изготовление днища сферической формы.
Несомненно, что дополнительные затраты на сооружение
фундамента под колонны и некоторое усложнение монтажа обо-
лочки корпуса окупятся экономией металла и эксплуатационными
преимуществами резервуара с экваториальной опорой.
Поэтому резервуары этой конструкции целесообразно внедрять
в народное хозяйство в широких масштабах, как весьма эффек-
тивные конструкции каплевидных резервуаров.
Примеры расчета оболочек
Пример 6. Расчет оболочки каплевидных резервуаров.
Определить меридиональные и кольцевые усилия и соответ-
ствующие напряжения в оболочке каплевидного резервуара
с опорным кольцом по безмоментной теории.
Данные для расчета.
Емкость резервуара, м3 .................. 2000
Диаметр по экватору, D, мм . . . 18460
Полная высота оболочки, Н, мм . 10390
Высота от уровня опорной плиты
до вершины оболочки, А, мм . . 9940
Большая полуось эллипса, а, мм . 9230
Малая полуось эллипса, Ь, мм . . 5940
111
Избыточное давление в паро-воз-
душном пространстве ри, кГ!см2 . 0,4
Удельный вес нефтепродукта у,
кГ/см* ............................ 0,00076
Толщина оболочки, мм:
выше экватора ........................ 5
ниже экватора ........................ 6
Каплевидные резервуары обычно наполняются на 90% объема.
При расчете для упрощения принято заполнение до вершины
оболочки.
Из геометрии каплевидных резервуаров известно, что построе-
ние оболочки дает значения меридиональных и кольцевых ради-
усов для ее характерных точек.
Так, в полюсе (вершина оболочки)
п п о °2 92302 .,, пп
= Д> — RB = — _„.n = 14400 мм.
На экваторе кольцевой радиус кривизны для эллипсоидаль-
ной части
Ц2э = а = 9230 мм,
меридиональный радиус
D Ъ2 59402 о оол
~ а '9230 3820 ММ‘
Соответствующие значения Hi и Rz для остальных точек
определяются графическим способом.
Найдем меридиональные и кольцевые усилия от основной
расчетной нагрузки.
На вершине оболочки р = ра = 0,4 кГ/см2, поэтому
= Т2 = Т = = 0,4 ~91440 = 288 кГ/см.
Согласно условию равнопрочности оболочки под действием
основной расчетной нагрузки в любой точке оболочки, за исклю-
чением зоны опорного кольца, Ti = Tz = Т = 288 кГ/см.
Следовательно, в любой точке оболочки выше экватора вне
зоны опирания напряжения от этой нагрузки будут равны
Т Й288 „г, 2
= °2 = -я— = -7ГЕ- = 576 к/ /см2-,
ниже экватора
Т 288 focx т1 f 2
СП = СГо = -т— = -7ГТГ- = 480 KL /см2. .
х о2 0,6
Перейдем к построению эпюры усилий Ti и Tz от избыточного
давления и гидростатической нагрузки в отдельности.
412
Мы уже нашли, что на полюсе усилия от равномерного избы-
точного давления 7\ = Тъ = Т == 288 кГ/см.
Усилия для других точек определяются по формулам (91)
и (92).
Например, на экваторе для эллипсоидальной части
Т* = РиДзд = 0,4^923 = 184)6 вГ/сл€.
Т* = ^2Д (1 - = 0,4 • 923 [1 - = - 77,5 кГ/см.
Усилия Ti и от гидростатического давления определяются
по формулам (95) и (96).
Из этих формул видно, что на вершине, где 7?в = 7?1 = 7?2,
Л = Т2 = 0.
На экваторе меридиональные усилия равны
7гПдр = (Дь _ = _04 (1440 _ 923) = 103j4 кГ/см,
а кольцевые усилия
Т — „ _ R ( 4 г Д2Д I _
1 2—ги I 2 ''а.’Ц1 2/?1д Л —
= 0,4 - 923 (1 - —^||-YI = 365,5 кГ/см.
L — \ ’оо^ /_
Определив подобным же образом соответствующие усилия
для других точек, можно построить эпюры усилий (см. рис. 44).
Для проверки алгебраически сложим соответствующие усилия
от избыточного давления и гидростатической нагрузки. Имеем
тр + 7гвдР = 184 6 + 103,4 = 288 =
или
+ 7гидр = _77 5 + 365j5 = 288 кГ/см = т
Как видим, алгебраическая сумма соответствующих усилий
от равномерного давления и гидростатической нагрузки в обоих
случаях одинакова и равна усилию от основной расчетной
нагрузки.
П ример 7. Расчет оболочки каплевидных резервуаров.
По данным примера 6 определить усилия в оболочке капле-
видного резервуара с экваториальной опорой и плоским днищем.
В этом случае меридиональные и кольцевые усилия выше
экватора будут такими же, как и в примере 6. Поэтому огра-
ничимся определением усилий ниже экватора.
8 Заказ 863.
113
Радиус окружности плоского днища находится по формуле
Гл— V л(Я+Лв) V л (10,39 + 5,26) 6,4 л,
где Аи — высота столба жидкости удельного веса Y, соответствую-
щая избыточному давлению ра. В рассматриваемом
случае
',- = + = -одаг-526 “ = 5+-“-
Радиус эволюты на экваторе определяется из условия плав-
ного сопряжения эллипсоидальной и эвольвентной частей обо-
лочки:
, Ь2 „ . п по । 5,942 , п
Q = гд — а + — = 6,4 — 9,23 + = 1,0 м.
Меридиональный радиус кривизны на контуре сопряжения
с плоским днищем находим по формуле
Tx=T2 = T = R\(h + h^
отку да
д т _ 28’8 _ о ла
у (/г + М 0,76(9,94+5,26) Л '
Для определения радиуса эволюты на контуре сопряжения
с днищем имеем
R2 2,492 п
е = +7 = -&г = 0)97 м‘
Тогда меридиональное усилие на экваторе эвольвентной части
от равномерного давления будет равно
„ а2—гд2 „ . 9232—6402 пк - г.
Ti = Р* = 0,4 - 2-,923. = 95,5 кГ/см,
кольцевое усилие в той же зоне
Т2 = ра (1 - —= 0,4 • 923 (1 - -92^°2 ) = 138 кГ/см,
а кольцевые и меридиональные усилия на контуре сопряжения
с плоским днищем
Т = paR = 0,4 • 249 = 99,6 кГ/см.
Соответствующие значения усилий от гидростатического да-
вления можно определить как разность между усилиями от основ-
ной расчетной нагрузки и вычисленными значениями усилий от
равномерной нагрузки (соответствующая эпюра усилий приве-
дена на рис. 45). •
114
Пример 8. Проверка общей и местной устойчивости “обо-
лочки на воздействие вакуума. Величина расчетного вакуума
^вак—300 мм вод. ст. =300 кГ/м2. t
Общая устойчивость оболочки каплевидного резервуара может
быть проверена по формулам для пологих сферических оболочек
с радиусом, равным радиусу в вершине оболочки. Имеем
_ 2Е <52 __ 2 2,1 108 0,52 _
РКВ ~ RiS /3 (1-р2) “ 15802 /3(1~0,32) ~
= 0,25 кГ/см‘2, = 2500 мм вод. ст. > 300 мм вод. ст.
При этом коэффициент запаса на устойчивость
К = = 8,3.
Рван
Образование лункообразных вмятин при потере местной
устойчивости возможно при нагрузке примерно в 5—6 раз мень-
шей, чем критическая (см. также стр. 129—130).
Таким образом, рассматриваемая оболочка имеет значитель-
ный запас устойчивости.
ВЕРТИКАЛЬНЫЕ СВАРНЫЕ ЦИЛИНДРИЧЕСКИЕ РЕЗЕРВУАРЫ
СО СФЕРОЦИЛИНДРИЧЕСКОЙ КРОВЛЕЙ
Конструкции вертикальных цилиндрических резервуаров со
сфероцилиндрической кровлей были разработаны в Днепропет-
ровском инженерно-строительном институте (ДИСИ) х. Одна из
подобных конструкций (резервуар емкостью 700 ж3) представлена
на рис. 46.
Расчетные параметры этого резервуара следующие: внутрен-
нее избыточное давление 1650 мм вод. ст., вакуум 30—50 мм
вод. ст. Диаметр резервуара 10 430 мм, высота его корпуса
9000 мм, высота сфероцилиндрической кровли (от кольца жест-
кости) 2083 мм.
Корпус резервуара изготовляется заводским способом и
состоит из листов разной толщины. Расположение поясов ступен-
чатое. Число поясов 6; толщина первого пояса 5 мм, а остальных
по 4 мм.
Верхний дополнительный пояс шириной 350 мм был изгото-
влен отдельными блоками, к которым приварены соответствующие
части кольца жесткости. По периметру первого пояса в 20 местах
через 1,5—1,8 м приварены анкерные консоли для болтов, служа-
щих для закрепления корпуса к фундаменту (противовесу).
Внутри корпуса для создания более жесткой конструкции
(против вакуума) на трех уровнях установлены кольца жест-
кости у нижнего пояса, на середине четвертого пояса и у верх-
1 Автор конструкции М. И. Аыкинази.
8*
115
него пояса, состоящие из неравнобоких уголков 90 X 60 X 6 мм
(рис. 46, а). Уголки согнуты на «спинку» и приварены к корпусу
большей полкой, что увеличивает пространственную жесткость.
Днище резервуара плоское, сваренное внахлестку, заводского
изготовления. Толщина листов 4 мм. Чтобы при наличии малого
слоя жидкости и действии внутреннего избыточного давления
листы днища не поднимались по периметру, место сопряжения
Рис. 46. Вертикальный сварной цилиндрический резервуар емкостью
700 м3 со сфероцилиндрической кровлей.
а — общий вид резервуара; б — геометрическая схема резервуара; в — сопряжение кро-
вли резервуара с корпусом; г — план днища резервуара; д — сопряжение анкерной кон-
соли с корпусом резервуара.
1 — верхний пояс корпуса; г — кровля; 3 — ребро жесткости; 4 — анкерный болт;
5 — корпус резервуара; в — анкерная консоль.
днища и корпуса закрепляется анкерными болтами, помещенными
в фундаменте — противовесе.
Общее число анкерных болтов 20. Они расположены по пери-
метру днища на расстоянии 1,5—1,8 м друг от друга и предста-
вляют собой стальные тяги диаметром 30 мм, закрепленные
в бетоне кольцевого котлована и присоединенные к корпусу через
анкерные консоли (рис. 46, г, д). Обратная засыпка котлована
над бетоном произведена грунтом.
Вес бетона и грунта над бетоном вместе с корпусом и кровлей
резервуара создают противовес, препятствующий поднятию пери-
ферийной кольцевой зоны днища при повышенном внутреннем
избыточном давлении и малом слое жидкости в резервуаре.
Кровля резервуара сфероцилиндрическая. Она состоит из
центрального круга и цилиндрических лепестков, очерченных
двумя сопряженными радиусами, плавно переходящими к кор-
116
пусу й приолижающими многогранную поверхность кровли
к поверхности вращения (рис. 46, в).
Диаметр центрального круга 2740мм. Общее число лепестков 24.
Большой радиус кривизны цилиндрических элементов кровли
R = 10 380 мм, малый радиус кривизны Q = 1148 мм.
Сопряжение центрального круга с лепестками кровли осуще->
ствляется сваркой внахлестку, а изнутри устанавливается кольцо
жесткости из неравнобокого уголка 90 х 60 х 6 мм.
Лепестки сварены между собой также внахлестку. Каждый
состоит из Двух цилиндрических элементов, свальцованных по
разным радиусам. Стык этих элементов совпадает с местом пере-
хода от малого радиуса кривизны к большому (рис. 46, б).
В зоне малого радиуса толщина листов принята равной 5 мм,
в зоне большого радиуса 4 мм. Длина лепестка составляет
4692 мм, ширина у центрального круга 368 мм, а в узле сопря-
жения кровли с корпусом 1368 мм.
Сопряжение лепестков кровли с корпусом резервуара произ-
водится через горизонтальный лист шириной 160 мм, придающий
конструкции необходимую жесткость.
Принципиально аналогичную конструкцию имеет и резервуар
со сфероцилиндрической кровлей емкостью 2000 м3 (рис. 47).
Он также рассчитан на внутреннее избыточное давление 1650 мм*
вод. ст. и вакуум 30—50 мм вод. ст., его диаметр 15 200 мм,
высота корпуса 9100 мм, высота сфероцилиндрической кровли
(от верхнего кольца жесткости) 2951 мм.
Корпус, днище и кровля этого резервуара имеют такую же
конструкцию, как и описанного выше резервуара емкостью 700 м3;
различие лишь в количестве и размерах отдельных элементов.
Так, при шести поясах корпуса и ступенчатом их расположе-
нии, толщина первого пояса принята равной 7 мм, второго 6 мм,
третьего и четвертого 5 мм, пятого и шестого 4 мм. Общее коли-
чество анкерных болтов 20, их диаметр 42 мм и расстояние между
ними около 2,4 м. Диаметр центрального круга кровли в этом
случае равен 3 м, число ее лепестков 36, радиусы цилиндрических
элементов: большой радиус кривизны R = 15 195 мм, малый
радиус кривизны q = 1535 мм.
Отличительной особенностью рассматриваемой конструкции
является наличие опорной стойки, устанавливаемой на днище
в центре резервуара. Стойка изготовляется из трубы диаметром
150 мм и имеет высоту, равную суммарной высоте корпуса и
кровли, т. е. около 12 м.
Установленный на днище башмак с телескопической конструк-
цией позволяет кровле свободно перемещаться. Центральная
стойка жестко присоединена к центру кровли, и они работают
вместе.
* После испытания резервуара рекомендовано 1300 мм вод. ст. для
рассматриваемой конструкции.
117
Рис. 47. Вертикальный сварной цилиндрический заанкерный резервуар
емкостью 2000 м3 со сфероцилиндрической кровлей.
а — общий вид резервуара; б — геометрическая схема; в — план днища резервуара и
расположение анкерных устройств; г — сопряжение кровли резервуара с корпусом;
д — сопряжение анкерной консоли с корпусом резервуара.
1 — верхний пояс корпуса; 2 — кровля; 3 — ребро жесткости; 4 — анкерный болт;
5 — корпус резервуара; 6 — анкерная консоль.
Центральная стойка необходима при капитальных ремонтах
и для осмотра кровли в верхних поясах корпуса изнутри резер-
вуара. Для этого к ней должны быть приварены скобы и преду-
смотрена установка вращающейся вокруг трубы площадки.
РЕЗЕРВУАРЫ СО СФЕРИЧЕСКОЙ КРОВЛЕЙ И НОВЫЕ ТИПЫ
КАПЛЕВИДНЫХ РЕЗЕРВУАРОВ
В 1950 г. ГПИ Проектстальконструкция были разработаны и
внедрены конструкции вертикальных цилиндрических резервуа-
ров со сферическим покрытием емкостью от 200 до 4000 з«3 для
хранения светлых нефтепродуктов под давлением до 0,1 кГ/см2.
Такие резервуары (рис. 48) состоят из цилиндрического кор-
пуса, сферической кровли со стержневым куполом и плоского
днища. Основанием резервуаров служит песчаная подушка.
Во избежание появления больших деформаций от избыточного
давления при небольшом количестве жидкости нижний пояс
корпуса закрепляется в грунте при помощи 8—16 анкерных
болтов и горизонтальных железобетонных плит размером 800 х
X 800 х 200 мм. Соединение резервуаров с плитами необходимо,
чтобы внутреннее давление паров, действующих на кровлю, пере-
давалось через корпус непосредственно на плиты и исключало
возможность поднятия наружной части днища и корпуса.
118
Анкерные болты крепятся к стенке резервуара посредством
консолей, приваренных к нижнему поясу корпуса. Горизонталь-
ная пара от внецентренного крепления воспринимается кольцом
жесткости и днищем. От коррозии болты защищаются битумом
и просмоленной мешковиной;
тяжей к плитам бетонируются.
Устойчивость оболочки кор-
пуса при вакууме обеспечи-
вается промежуточными гори-
зонтальными кольцами жестко-
сти из полосовой стали, рас-
положенными через 2 м.
Резервуары малой емкости
(до 400 л»3) выдерживают на-
грузку от вакуума в 100 кг/м2
при отсутствии колец.
Для обеспечения удобства
монтажа кровли и исключения
потолочных швов в кольцевой
зоне соединения кровли с кор-
пусом применен размалкован-
ный уголок с удобным для мон-
тажа расположением швов.
Настил покрытия образует
пологую сферическую форму
при укладке тонких листов
кровли на каркас покрытия в
виде стержневого сферического
купола. Поэтому при изготов-
лении листов кровли гнутье
по поверхности двоякой кри-
визны не требуется.
Днище резервуаров проек-
тируется так же, как и в ти-
повых резервуарах. Швы дни-
ща вдоль коротких кромок
листов свариваются в стык, а
места присоединения анкерных
Рис. 48. Вертикальный цилиндри-
ческий резервуар со сферическим
покрытием (проект ГПИ проект-
стальконструкция).
1 — анкерные болты; г — железобетонные
плиты; з — оболочка кровли; 4 — эле-
менты стержневого купола; 5 — днище.
вдоль длинных — внахлестку.
Лестницы приняты маршевые, расположенные в шахте, что
обеспечивает возможность частого подъема на кровлю резервуара.
Внедрение вертикальных резервуаров с анкерным креплением
обеспечивает значительную экономию бетона, так как сплошные
кольцевые фундаменты заменяются в них отдельными железо-
бетонными плитами, в которых в качестве противовеса исполь-
зуется собственный вес грунта, расположенного над плитами.
Расход стали снижается на 10% благодаря применению сфериче-
ской кровли и снижению местных напряжений в зоне сопряжения
корпуса и днища. Наряду с этим уменьшается объем строитель-
119
ных работ и упрощается изготовление и монтаж конструкций.
Резервуары, применяемые в зарубежных странах (фирмы
Вилке-Верке, Лукко и др.), значительно уступают описанной
конструкции, так как имеют сплошной кольцевой фундамент,
требуют большого расхода стали и не обеспечивают удобства изго-
товления и монтажа.
Основные технико-экономические показатели для резервуаров
со сфероцилиндрическими покрытиями разных емкостей приве-
дены в табл. 16.
Таблица 16
Вертикальные цилиндрические резервуары со сферическим покрытием
Показатели Емкость, .и3 (в числителе — условная, в знаменателе — геометрическая)
200 215 300 314 500 511 700 716 1000 1020 1500 1510 2000 2050
Диаметр, м 7,07 8,53 8,86 10,48 12,50 15,20 15,22
Высота, м 5,53 5,53 8,35 8,35 8,35 8,35 11,28
Вес днища, т 1,27 1,86 2,00 2,83 2,99 5,85 7,34
Вес корпуса, т 4,63 5,83 8,90 10,79 13,93 19,27 26,04
Вес кровли, т 1,63 2,42 2,61 3,56 4,50 6,82 6,82
Вес анкеров, т 0,37 0,48 0,48 0,66 0,85 0,96 0,96 40,16
Общий вес металла, т . . 7,90 10,59 13,99 17,81 23,27 32,90
Объем железобетона, м3 0,56 0,72 0,72 1,13 1,44 1,65 1,65
Удельный расход металла, кг/м3 36,6 33,8 27,3 25,0 22,9 21,8 19,6
Удельный расход железо- бетона, м3)м3 0,0026 0,0023 0,0014 0,0014 0,0016 0,0011 0,0008
В 1959 г. ГПИ Проектстальконструкция разработаны техни-
ческие решения новых конструкций стальных резервуаров для
хранения нефти и нефтепродуктов. Были рассмотрены четыре
типа резервуаров.
I. Вертикальные цилиндрические заанкеренные резервуары
емкостью 700, 1000, 2000, 3000 и 5000 .и3, рассчитанные на избы-
точное давление 1000 мм вод. ст. и вакуум 100 мм вод. ст.
II. Резервуары емкостью 400, 700, 1000, 2000, 3000 и 5000 .и3
на избыточное давление 1500 мм вод. ст. и вакуум 100 мм вод. ст.
III. Резервуары тех же емкостей на избыточное давление
2000 мм вод. ст. и тот же вакуум.
IV. Резервуары тех же емкостей на избыточное давление
2500 мм вод. ст.
Конструкция этих резервуаров, аналогичных резервуарам
ДИСИ, показана на рис. 49, а основные показатели приведены
в табл. 17.:
120
Основные показатели заанкерных резервуаров ГПИ Проектстальконструкция (1959 г.)
Таблица 17
Тип резер- вуара Емкость резервуаров, .и3
Показатели 400 700 1000 2000 3000 5000
Фактическая емкость, м3 Диаметр, мм Высота, мм Количество поясов, шт Ребра жесткости, шт. Сечение, Листы нижнего пояса, .imi Окрайки, мм 425 8300 7500 6 2 -90X6 12 [ 12 4 4 740 10 000 9000 7 3 —90X8 16 [ 12 4 4 1050 11200 10 200 7 4 —100X8 16 [ 12 4 4 2106 14 100 12 900 10 6 -120X8 —130X10 1-2 [16 6 5 3170 16 200 14 700 12 7 и 6 —4X125X10 -140X10 -155X12 20 [16 7 и 8 7 5270 19200 17 400 15 8, 7 и 6 —4X140X10 -150x12 —180X12 —180X14 20 [20 10 8
I Расход металла на весь резервуар, т ... Количество болтов (шт.) и диаметр (мм) . . — 12 036 16 036 16 042 60,85 20 042 95,65 24 0 48
II 1 Расход металла на весь резервуар, т ... Количество болтов (шт.) и диаметр (мм) . . 14,17 12 036 20,11 12 042 25,68 16 042 42,34 16 056 62,35 20 056 101,59 24 056
III Расход металла на весь резервуар, т ... Количество болтов (шт.) и диаметр (мм) . . 14,52 12 042 20,83 12 048 26,15 16 048 48,05 16 064 64,85 24 056 105,18 28 064
IV Расход металла на весь резервуар, т ... Количество болтов (шт.) и диаметр (ии«) . . 14,72 12 048 21,13 12 056 — 16 056 67,69 28 064 111,28 32 0 72
Расположение поясов на корпусе ступенчатое. Днище плоское,
с переменной толщиной листов: в центральной части 4 мм, окрай-
ки, в зависимости от емкости, от 5 до 8 мм.
Покрытие сферическое по радиальным стропилам из швел-
леров от № 12 до № 20. Их конструкция аналогична покрытию
Рис. 49. Вертикальные
сварные цилиндрические
заанкерные резервуары
со сферической кровлей.
а — поперечный разрез за-
анкерного резервуара; б —
план анкеров; в — план
кровли резервуара емко-
стью 5000 .и3.
j I
колокола мокрых газгольдеров и не имеет центральной и проме-
жуточных стоек, что улучшает условия эксплуатации.
Стропила связаны центральным и периферийным кольцами
жесткости, а также промежуточными кольцевыми и диагональ-
ными связями. Периферийное опорное кольцо составного сечения
из листов и уголков.
Для предотвращения подъема корпуса под действием избыточ-
ного давления резервуар заанкерен 12—28 анкерными болтами
диаметром 36—64 мм.
В качестве противовесов приняты железобетонные плиты,
укладываемые на глубине 2,5 м и засыпанные грунтом.
Листовой настил кровли имеет толщину 2,5 мм.
122
ГПИ Проектстальконструкция разработаны также проектные
решения цилиндрических резервуаров емкостью 400, 700, 1000,
2000, 3000 и 5000 ле® со сферическими днищами и покрытиями.
Резервуары были рассчитаны на четыре ступени избыточного
давления: 1500, 2500, 5000 и 7000 мм вод. ст. и на вакуум
100 мм вод. ст.
Ранее при внедрении такой конструкции встретились большие
затруднения, связанные в основном со сложностью изготовления
чашеобразного (сферического) песчаного основания и недостаточ-
ной устойчивостью резервуара.
Поэтому представляется маловероятным, чтобы подобные
резервуары могли получить широкое применение на практике,
Рис. 50. Цилиндрический
каплевидный резервуар
емкостью 7700 -и3.
и в настоящее время можно ставить вопрос лишь об опытном и
строительстве. Следует отметить, что принятые проектом избыточ-
ные давления в 5000 и 7000 мм вод. ст. излишни и не вызываются
необходимостью, так как при хранении нефтепродуктов в резер-
вуарах больших емкостей избыточные давления свыше 2500 мм
вод. ст. не требуются.
В заключение отметим, что ГПИ Проектстальконструкция
разработаны схемы цилиндрических каплевидных резервуаров
емкостью 2300, 3400, 4500 , 5500 , 6600, 7700 , 8700, 9800, 10900
и 12 000 л*3, а также торокаплевидных резервуаров емкостью
20 000, 30 000, 40 000 и 50 000 ms.
Высота каплевидных резервуаров (рис. 50) составляет
10 800 мм", длина цилиндрической части в зависимости от емкости
принята равной: 6,9; 13,8; 21,7; 27,6; 35,5; 42,4; 49,3; 56,2 и
63,1 Толщина листов во всех случаях 4 мм. Избыточное давле-
ние от 0,4 до 2 кГ/см2.
Торцы резервуаров образуются цилиндрической поверхностью
той же формы, что и их цилиндрическая часть. Таким образом,
рассматриваемая конструкция аналогична горизонтальным кру-
говым цилиндрическим резервуарам с цилиндрическими днищами
123
с той разницей, что в каплевидных резервуарах она образуется
пересечением каплевидных цилиндрических поверхностей вместо
круговых цилиндрических.
Оболочка резервуара имеет внутри каркас для обеспечения
устойчивости при частичном заполнении. В месте криволиней-
ного пересечения оболочки корпуса с днищем необходима уста-
новка дополнительных ребер жесткости.
Торокаплевидные резервуары (рис. 51) представляют собой
лежащую на поверхности оболочку в виде тора, ширина которого
17 100 мм, а внутренний и наружный диаметры для разных емко-
стей составляют
Диаметр Емкость, м3
20 000 30 000 40 000 50000
Внутренний, мм ... 23 900 44 500 64 900 85 500
Наружный, мм .... 58100 78 700 99100 119 700
Высота резервуаров принята 10 800 мм', предполагается, что
она может быть увеличена до 12—13 м.
Оценивая рассматриваемые конструкции, можно отметить
следующее.
1. В инженерном отношении это уникальные, весьма интерес-
ные и сложные сооружения. Целесообразно разработать рабочие
чертежи и построить несколько резервуаре» обоих типов*, что
позволит выявить фактическую экономичность и рациональность
дальнейшего внедрения.
2. Большим преимуществом обоих типов является возможность
применения однотипных элементов и сокращения расхода металла
на единицу емкости,
124
3. Некоторая сложность конструкций не должна вызывать
затруднений, так как процесс строительства поддается индустриа-
лизации.
4. Если рассмотренные конструкции предназначаются для
хранения нефтепродуктов, то нет необходимости в избыточных
давлениях более 0,25 кГ!смг.
ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ РАСЧЕТА УЗЛОВ СОПРЯЖЕНИЯ
СФЕРИЧЕСКОЙ КРОВЛИ С ТОРОВОЙ ЧАСТЬЮ И ТОРОВОЙ ЧАСТИ
С КОРПУСОМ РЕЗЕРВУАРА
этого резервуара состоит из сферо-
Рчс. 52. Геометрическая схема резервуара
Рассмотрим расчет отдельных узлов резервуара конструкции
ДИСИ (рис. 52). Кровля
цилиндрической части с
радиусом кривизны R —
= 1520 см и торовой части
радиусом о = 152 см.
Толщины оболочек соот-
ветственно равны 5 и 6 мм.
Вследствие разности
кривизны и толщины ли-
стов двух оболочек в их
сопряжении (рис. 53,
узел Л) неизбежно воз-
никновение изгибающих
моментов и поперечных
сил.
В этом случае рас-
четные меридиональные
моменты можно опреде-
лить по формуле
Л. Г. Фридман емкостью 2000 м3.
<104)
где р — равномерно распределенная [а^рузка, действующая на
кровлю;
F II-2(1(1-а)]
Z ___А_________________ ,
_1__„ , 2(Ха/Г+1) f 1 \ ’
yT(V-i) V.+ х/% /
(105)
е
а = ~ъ---отношение радиусов кривизны;
125
A = ---отношение толщин листов сфероцилиндрической
От
и торовой частей;
ц = 0,3 — коэффициент Пуассона для стали;
(106)
Узел Б
Рис. 53. Детали узлов резервуара емкостью 2000 л3 со сфероцилиндри-
ческой кровлей конструкции ДИСИ.
а — узел А, сопряжение сфероцилиндрической кровли с торовой частью; б — узел Б,
расчетная схема сопряжения торовой части кровли с корпусом резервуара; в — узел В,
расчетная схема сопряжения кольца жесткости с верхним поясом резервуара; г — узел Г —
сопряжение горизонтального кольца жесткости с корпусом резервуара.
Расчет узла торовой части кровли с верхним кольцом жест-
кости (рис. 53, узел Б) ведется по Дишингеру.
Меридиональный изгибающий момент в сопряжении опреде-
ляется по формуле
М ^asinq^K^H, (107)
От" Z
где
а = —; (108)
е/2 |/ ^-(1-ц2)
(109)
Н — распор; К — коэффициент затухания;
Ф — угол между касательной к оболочке и горизонтальной осью.
126
Для решения задачи необходимо найти горизонтальное пере-
мещение оболочки в месте разреза от момента и распора.
Расчет ведется по следующим формулам:
.., упругое горизонтальное перемещение оболочки от распора Н
Arf =sin2<p-^^#; (110)
горизонтальное перемещение оболочки от момента М
А = __ UAsincp М; (111)
угол поворота края оболочки от Н
т/оо 1 /* 3 /| о\ sin ср -ti. j-j- /л* 'Ч'
VH = - у V(1 “ Е 77 Я; (112;
угол поворота края оболочки от М
. (ИЗ)
Для расчета узла сопряжения верхнего кольца жесткости
с корпусом резервуара (узел В) расчетная схема выбирается,
как показано на рис. 53. Возникающие в узле лишние неизвест-
ные обозначены через М и Н. Для их определения составляются
два уравнения равновесия, исходя из того, что, во-первых, сум-
марные горизонтальные перемещения стенки и кольца от М и Н
в моментном состоянии и от избыточного давления ромакс в без-
моментном равняются нулю и, во-вторых, равняются нулю сум-
марные углы поворота.
Таким образом, для общего приращения радиуса от суммар-
ного воздействия всех факторов имеем
А + А гн+м + А макс + А г\ мак0- = 0 (114)
или
н , М k Д ,
2Дст^ст3 2Лст«гс12 & Е
£ + аР0 макс ~Ё + ° ''о макс ДГ = °’ (115)
Аналогично для суммарных углов поворота получаем 1
Тн+л/ + Vh+m — 0,
или
___в | м ь Д k R /Л ЛИ'
2ОсттСт2 + Дст^ст °" Ев! (116>’
где — эксцентриситет (см. рис. 53, г, узел Г).
1 Углы поворота стенки и кольца от ромакс равны нулю. '
127
Расчет корпуса и сферической кровли
При наличии в резервуарах горизонтальных колец жесткости
расчет корпуса на устойчивость производится по второй формуле
Мизеса, упрощенной П. Ф. Панковичем, с поправочными коэф-
фициентами т|1 и т|2, упитывающими начальную кривизну обо-
лочки, а также нелинейную зависимость между критической на-
грузкой и напряжением.
Величина критической нагрузки определяется по формуле
а -ла-I f юо дет too дет я \°>58
<?кр — —д—I I------------] ЛГЧг, (11'7
где <?кр — критическое поперечное внешнее давление:
I — расстояние между кольцами жесткости;
щ — коэффициент, учитывающий начальную кривизну обо-
лочки;
т]2 — коэффициент, учитывающий качество стали и нелиней-
ную зависимость между критической нагрузкой и напря-
жением (т]2 < I)1.
Если суммарная нагрузка, действующая на кровлю и состоя-
щая из собственного веса кровли, веса термоизоляции, снеговой
нагрузки и расчетного вакуума, превысит критическую нагрузку,
оболочка (корпус) резервуара под действием равномерного осевого
сжатия может потерять свою устойчивость и будет выпучиваться.
Величина критической нагрузки, отнесенная к единице длины
окружности корпуса резервуара, определяется по формуле
(,18)
Соответствующее этой нагрузке критическое напряжение рав-
няется
Окр = =.. . (И9)
Р бет В/3(1 —и2)
В теории оболочек доказывается, что симметричное выпучи-
вание оболочки может произойти в пределах упругости только
в случае тонких оболочек, какими и являются оболочки
вертикальных цилиндрических резервуаров.
Выполненные разными исследователями эксперименты пока-
зали, что опытные значения критического напряжения оказы-
ваются значительно ниже, чем теоретические. Доннель объясняет
это обстоятельство влиянием начальных отклонений от идеаль-
ной цилиндрической поверхности, * 128
1 Значения коэффициентов тц и д-з приводятся в книге Ю. А. Шиман-
ского «Справочник по строительной механике корабля». Судпромгиз, 1958.
128
<ТкР = 0,18 ~ .
XI
На основании обработки экспериментальных данных им полу-
чена следующая эмпирическая формула для расчета цилиндри-
ческих оболочек при осевом сжатии:
о,б 4—ю-74
окр = Е----------. (120)
1 + 0,004 —
сгт
Для этой цели можно воспользоваться также приближенной
формулой:
(121)
Как следует из описанной выше конструкции, сфероцилиндри-
ческая оболочка представляет собой многогранник. При значи-
тельном числе граней эта поверхность стремится к сферической;
при конечном же числе граней она не является гладкой и отли-
чается от сферической.
Так как в теории оболочек еще не имеется расчетных формул
для этого случая, мы принимаем для приближенных сравнитель-
ных расчетов сфероцилиндрическую поверхность за сферическую
и считаем, что торовая часть является опорой для сферической
и в месте их контакта возникают изгибающие момент и попереч-
ные силы.
При этом следует отметить, что устойчивость сфероцилиндри-
ческой оболочки, как многогранника, будет несколько больше
устойчивости гладкой сферической оболочки и, следовательно,
критическая нагрузка для сферической оболочки будет меньше
фактической критической нагрузки для сфероцилиндрической
оболочки; поэтому принятая методика расчета приводит к увели-
чению запаса устойчивости.
При расчете общей устойчивости сферической оболочки кри-
тическое напряжение можно определить по формуле (см.
стр. 115)
общ Е бсф
кр - л/з (1-и2)
При потере же местной устойчивости это напряжение
оГР0Т = 0,15 .
Местная устойчивость пологой сферической оболочки с
появления лункообразных местных вмятин может быть
рена по формуле Муштари и Суркина:
мест_ 0,28 2? бсф
кр Л ]Лз(1-р2) ‘
также
(122)
(123)
учетом
прове-
(124)
9 Заказ 863.
129
Отсюда, принимая для стали р. = 0,3, имеем:
мест___ 0,28 Е бсф п л 7 Е бсф
кр 1,65 U ~
(125)
что весьма близко к значению окр по формуле (123).
Для определения коэффициента запаса общей устойчивости
сферической оболочки нужно сравнить напряжение сжатия обо-
лочки от равномерной нагрузки
Рен
ИННШ11НИ1
_ pR
<Тсж —
2осф
(126)
с критическим напряжением, -Опре-
деляемым по формуле (125). ~
образом, для коэффициента
на устойчивость получаем
Таким
запаса
Рен
а
шппншшшшшшп г
Рен.
2
к __ °КР
Луст — ——
Осж
(127)
об об-
ЕПНШШШ
1ИШШШШ1
5
на-
Рассмотрим также задачу
щей устойчивости сферической обо-
лочки при односторонней нагрузке
от снега. В этом случае снеговая
нагрузка, как показано на рис. 54
разбивается на симметричную и
кососимметричную, и ее интенсив-
ность по поверхности кровли при-
нимается изменяющейся по закону
р = ро cos <р, что дает в плане равно-
мерную нагрузку интенсивностьюро.
Тогда при симметричной нагрузке:
меридиональное усилие
Рис. 54. Схема снеговой
грузки.
а—схема длярасчетана неравномер-
ную нагрузку; б — схема разбивки
снеговой нагрузки на симметрич-
ную и кососимметричную.
(128)
кольцевое усилие
Tk' = -у p0R cos 2<р.
(129)
Если нагрузка кососимметричная:
вертикальная составляющая меридионального усилия
т <?о 8л-Й8Шф_ 2 о-
- 3 • 4л ’.~ 3« P°R Sln
При этом:
меридиональное усилие
(130)
(131)
130
кольцевое усилие
Tk = zR—T"M = p0R cos2 ср — p0R = p0R (cos2 Ф — 4j) • (132)
M OJV \ vNV/
Снеговая нагрузка дает сжимающие напряжения:
меридиональное
= + = °’464-тг^; (133)
м осф \ 4 3it у Осф
кольцевое
Ok' = (-р- cos 2<р + cos2 <р—(134)
Осф \ 4 Зя) '
Минимальный коэффициент запаса сферической оболочки по-
лучается как отношение критического напряжения к наиболь-
шему суммарному кольцевому или меридиональному сжимающему
напряжению.
Под воздействием внешнего равномерного сжимающего давле-
ния промежуточные кольца жесткости, поставленные, например,
на корпусе резервуара для его усиления, могут потерять свою
устойчивость. Это произойдет в том случае, если внешнее давле-
ние будет превышать критическую нагрузку.
Предварительно нужно решить вопрос о том, какая часть
стенки с обеих сторон кольца участвует в его работе. Для этого
рассмотрим выражение критической силы для круглого кольца
?кр = ^, (135)
откуда видно, что критическая нагрузка пропорциональна мо-
менту инерции I, зависящему от ширины листа кольцевой полосы,
вводимого в расчет кольца.
Для расчета кольца жесткости, состоящего из неравнобокого
уголка, приваренного большей полкой к стенке, в расчет вводят
и некоторую часть ширины листа, точная величина которой мо-
жет быть определена экспериментальным путем. Практически
ее обычно берут равной 30—50 толщинам примыкающего листа
в каждую сторону. В данном случае можно принять ширину
кольца b = 100 б = 500 мм = 50 см.
Для определения площади корпуса, по которой передается на
кольцо внешнее давление от ветровой нагрузки и вакуума, по
высоте берут половину расстояния между кольцами с каждой сто-
роны рассчитываемого кольца. При расчете в кольцевом напра-
влении принимают единицу длины дуги, равную, например, 1 м
и по соответствующей площади находят внешнее давление.
9* 131
Пример расчета резервуара на прочность
и устойчивость
Пример 9. а) Расчет корпуса резервуара со сфероцилин?
дрической кровлей на устойчивость с учетом колец жесткости.
Данные для расчета
Емкость резервуара, м3 ............... 2000
Высота залива h, см ................... 910
Радиус резервуара г, см ............... 760
Радиус кривизны кровли R, см . . 1520
Радиус кривизны торовой части Q,
см ................................... 152
Расчетная толщина б, мм......... 4
Резервуар доверху заполнен бензином удельного веса у =
= 0,76 т!мй при избыточном давлении р = 0,18 кГ/см2.
Расчет корпуса на устойчивость ведется по формуле (117)
с учетом коэффициентов rij = 0,42 и цг = 1,0. Расстояние между
кольцами жесткости принято по проекту I = 300 см.
При этих данных из формулы (117) получаем
<?кр = 0,0135 кГ/см2.
Сравнивая значение критического внешнего давления с рас-
четным вакуумом, имеем
Рмакс = Два"и = 0,0030-1,2 = 0,0036 кГ/см*
и, следовательно:
Дмакс = 0,0036 < <?кр = 0,0135,
т. е. устойчивость корпуса обеспечена и в данном случае можно
было поставить только одно промежуточное кольцо, приняв
b =. 450 см.
б) Произведем расчет сфероцилиндрической кровли и торо-
вой части на прочность и устойчивость по безмоментной теории.
Ввиду большого числа лепестков кровли ее поверхность (в по-
логой части) приближается к сфере и поэтому расчет можно
вести как для пологой сферической оболочки с радиусом кри-
визны R = 15,20 м.
Примем толщину пологой части кровли crc$ ~ 5 мм. При этом
наибольшие растягивающие напряжения
дСф = _»1Ро.максг = Д-0,18-152^ = 412 кГ1смЪ
р 2осф™- 2 • 0,5 • 0,8
132
С другой стороны, имеем:
mR™ = 0,8-4400 = 1120 кГ/см?,
где RCy — расчетное сопротивление углового сварного шва
на срез.
Так как 412 кР/сж2<1120 кГ/см?, запас достаточен и проч-
ность обеспечена.
Для проверки на устойчивость найдем расчетную сжимающую
нагрузку (в к/7сж2): от вакуума 0,00360; от собственного веса
0,00432; от веса оборудования и изоляции 0,00540; от снега
0,01190.
Таким образом, полная расчетная нагрузка Ррасч =
= 0,02522 кГ/см2.
Определим местные сжимающие напряжения:
7?сж = = 0’02^22'1520 = 38,4 кГ/см2
2бсф Z * 0,5
и критическое напряжение [см. формулу (124)]:
0,287?бсф.= (XgS^blOLO^ = И6 кГ/см,
кр...............г У 3(1—р2) 1520/з (1—0,32)
Проверка местной устойчивости ведется по условию
RClK<mk^\
Для рассматриваемого случая получаем
38,4 кГ/сж2<0,8-0,9-116 = 83,5 кГ/см?
и, следовательно, местная устойчивость сфероцилиндрической
кровли обеспечена.
Найдем далее критическое напряжение общей устойчивости
-мест
= "адГ = w кГ/см2 = 415 кГ/см*-
Условие общей устойчивости
7?сж < тк оКрЩ
дает
38,4 кГ/см1 < 0,8 • 0,9 • 415 = 298 кГ/см\
т. е. обеспечена и общая устойчивость кровли.
Расчет торообразной части кровли вследствие близкого совпа-
дения поверхностей у экватора ведется как для эллипсоидной
оболочки.
133
Принимаем толщину торообразной части кровли у экватора
8Т = 0,6 см, меридиональный радиус кривизны р = 152 см, наи-
больший кольцевой радиус кривизны торовой части гмакс =
= 760 см, наименьший радиус кривизны гмин = 680 см.
Определяем:
меридиональные растягивающие напряжения у экватора
пР ___ niPo макс Q _ 1,2-0,18-152 97/ „и/„„2
Лмер ~ ft; “ Гад ~2/’4 к ' ’
что значительно меньше расчетного сопротивления сварного шва
= 0,8-1800 — 1440 кГ/см1,
и кольцевые напряжения у экватора
рР _____ п^р0 макс г / 4 г \ _ 1’2 ’ 0,18 • 760 (t 760 \
«кольц — бт 2qJ — ^6 (1 —Т152^~
= —406 кГ/см?,
которые также меньше расчетного сопротивления угловых швов
на срез:
R™m = 1400-0,8 = 1120 кТ/см*.
Таким образом, необходимая прочность обеспечена.
в) Проверка общей устойчивости при односторонней нагрузке
от снега производится следующим образом.
Как уже указывалось, эта нагрузка разбивается на симмет-
ричную и кососимметричную (см. рис. 54) и ее интенсивность
по поверхности кровли принимается изменяющейся по закону
р = р0 cos ф,
что дает в плане равномерно распределенную нагрузку интенсив-
ностью ро.
Как видно из чертежа, расчетная снеговая нагрузка при
разбивке на симметричную и кососимметричную будет равна
Рен
2 '
В случае симметричной нагрузки:
меридиональное усилие
PchR ;
кольцевое усилие
Т2' = и5 -j- PcsR cos 2ф.
134
При кососимметричной нагрузке:
вертикальная составляющая меридионального усилия
Т " — niQl _ га5я repeal _ 2 D :
71 ~ Яг,» - “ 3яП5Лрсн8Шф,
меридиональное усилие
= ^п5рснй;
кольцевое усилие
Т2" = zR — T /' = n^pc-aR cos2 <р-n^pcuR =
= ntfenR (cOS2 ф--.
Сжимающие напряжения от расчетной нагрузки будут следую-
щие:
меридиональное напряжение
Ямер = f4- + “У = 1’4'0’0у5'1520 0,462 = 16,7 кГ/сл2;
Осф I 4 оЛу и,О
кольцевое напряжение
п ni>PcsiR / 1 г, , о 2 \
= (vc0s2^ + c0S(P-ls|- .
При ф = 0; Якольц = макс;
дмаксц = 1,4 ;0,00851 1520 / 1 4 4 2 \
Ujt) \ 4 О Л J
г) Сжимающие напряжения от вакуума и постоянной нагрузки
в меридиональном и кольцевом направлениях одинаковы и равны
pb+n___ рЬ+п Ррасч R______ 0,02522 • 1520 _qq q л//>„>2
г^мер — -Пкольц — 2дсф — 2-05 — оо,о К1 /СМ .
Тогда сжимающее меридиональное напряжение
= 16,7 + 38,3 = 55,0 кГ/см\
Суммарное сжимающее кольцевое напряжение
«гольц = 37,6 + 38,3 = 75,9 кГ/см*.
Величину критического напряжения принимаем приближенно,
как для радиальной равномерно распределенной нагрузки,
Окрщ = 415 кГ/см*.
135
Из условия устойчивости
псум mL „общ
•^НОЛЬЦ •tu*f °кр
имеем
75,9 кТ/см* < 0,8 • 0,9 • 415 = 298 кГ/см*,
т. е. устойчивость обеспечена.
д) Для расчета анкерных креплений определим отрывающую
силу от внутреннего давления ро = 0,18 кГ1см?‘
„ здлВ2 1,2 0,18 • 3,14 • 15202 оп/
о = —------= —----------------— 394 т.
4 4
Примем, что ось анкерных болтов отнесена на 85 мм от стенки
резервуара, а диаметр окружности центров болтов
Do = 15,2 + 2 • 0,085 = 15,37 м.
Тогда отрывающая сила, приходящаяся на 1 пог. м длины
этой окружности (единичное усилие) будет равна
51 = лВ0 — 3,14 • 15,37 — 8,13 т^М'
Считая далее, что собственный вес конструкций (без днища)
G = 29 т, находим единичное усилие от силы веса:
<h = ~л -15,37 = °’6 т/пОг- М‘
Принимая давление ветра равным 40 кГ/м?, определяем еди-
ничное усилие от ветровой нагрузки:
о ч о а/ 181 । °’7 • 0,04 • 15,22 • 12,12 п ,
W1 = 0,7 • 0,04 -----2'.'зД4~-7,б2-= 0,36 т/пог- м-
Тогда полное расчетное усилие, действующее на все болты,
будет равно
N = (8,13 + 0,36 - 0,6) • 3,14 • 15,37 = 382 т,
а усилие, приходящееся на один болт, при общем количестве бол-
тов 20 и расстоянии между ними 2,4 м
При этом площадь сечения анкерного болта (нетто)
FHT __ 19100 _ л , Q 2
?анк~~ 2100 • 0,65 ~ 14,и с ’
где 0,65 — коэффициент условий работы для анкерных болтов,
работающих на растяжение (Н и ТУ 121-55).
136
Принимаем болты диаметром d = 42 мм (FaHK = 14,52 см2).
При определении величины грунтового противовеса для ан-
керных болтов считаем (как для опор мостов) коэффициент запаса
на опрокидывание к = 1,3. Таким образом, предельная внешняя
нагрузка
Z = 19,1 1,3 = 24,8 т.
Предположим, что по данным геологического разреза на глу-
бине 1—3 м залегает суглинок удельного веса у = 1,9 т/м3.
Тогда вес грунта, сопротивляющийся подъему:
Grp = 1,0'1’°+2’2Z-'-?A 3,3.1,9 = 28,4 т.
Следовательно, получаем
Z<Grp, 24,8 zn<28,4 т.
Поэтому болты предотвращают
подъем резервуара и, следовательно,
отрыва окрайков от основания не
будет.
Рассчитаем нижнее опорное
кольцо, воспринимающее сосредото-
ченные силы, передающиеся от ан-
керов по окружности оболочки кор-
пуса (рис. 55). Имеем:
М = Ze = 24,8 0,085 = 2,1 тм.
Высоту столика принимаем
а — 0,4 м.
Проверка сварных швов прикреп-
ления столика при 6 = 6 .и дает:
п __ Z . QM ________________
0,7 0,7 игйщ/щ2
В
Рис. 55. Расчетная схема ан-
керных креплений.
а — нижний узел резервуара; б —
схема анкера и железобетонной
плиты. 1 — нижнее кольцо жест-
кости; 2 — анкерный болт; з — ан-
кер; 4 — плита.
24800 6 • 210000
1,0-0,7-0,6-40-4 1,0 • 0,7 • 0,6 • 4 • 40а —
= 900 кТ/см1 < 0,8-1400 = 1120 кГ/см1.
Следовательно, принятые размеры сварных швов удовлетво-
ряют требованиям прочности.
Изгибающий момент в кольце:
Л?нольц = 0,05-7’г.
137
Так как
гр М 2,1 -
Т =----= -тгу = Р,2э т,
а 0,4
ТО
Гкольц = 0,05 5,25-7,6 = 2,0 тм.
Нормальная сила в кольце:
лг Тг 5,25-7,6
ЛГ = -г- = —16,6 т,
и 2,42
(здесь b — расстояние между анкерными болтами).
Кольцо выполняем из уголка 130 X 90 X 10 мм, учитывая
работу стенки резервуара, рассматриваем его при расчете как бы
из условного швеллера, включающего 500 мм стенки.
По геометрическим размерам этого условного сечения опре-
деляем:
F = 29,0 сл12, W = 129 см3.
Тогда напряжение в кольце
М . N 200000 . 16600 О,ПА г. 2
О = -нт- 4--s = л 4~ ', on а = 2100 к1 см3.
mW ' mF 1-129 1 • 29,0
Так как вычисленное напряжение равняется расчетному сопро-
тивлению, принятое условное сечение можно считать достаточным.
ГОРИЗОНТАЛЬНЫЕ ЦИЛИНДРИЧЕСКИЕ РЕЗЕРВУАРЫ
С ПЛОСКИМИ И ПРОСТРАНСТВЕННЫМИ ДНИЩАМИ
Горизонтальные резервуары различных типов и емкостей
находят весьма широкое применение в народном хозяйстве. Они
используются на всех распределительных нефтебазах, в совхо-
зах, складах горючего различных ведомств, в химической, лесо-
технической и других отраслях промышленности.
В горизонтальных резервуарах, как правило, хранятся свет-
лые нефтепродукты под тем или иным избыточным давлением или
вакуумом.
Исследования показывают, что для хранения нефтепродуктов
под избыточным давлением до 0,4 кГ/см3 наиболее выгодны резер-
вуары емкостью 3,5 и 10 м3 с плоскими мембранными днищами
диаметром менее 2,8 м. Резервуары с коническими днищами удоб-
ны для хранения под давлением до 0,5 кГ/см3, при диаметре от
2,8 до 3,25 м и емкостях 25,50 и 75 м3. При рабочем давлении
до 0,7 кГ/см3, емкостях 75, 100 и 150 м3 и диаметре 3,25 м рента-
бельнее горизонтальные резервуары с цилиндрическими дни-
щами конструкции Е. Н. Лессига. Давления выше 0,7 кГ/см3
при хранении нефтепродуктов обычно не встречаются.
138
Для сосудов и аппаратов, работающих под давлением более
2 кГ/см2, целесообразно применение резервуаров со сферическими
или эллиптическими днищами.
Таким образом, условия эффективного хранения нефтепро-
дуктов предопределяют рациональную область применения тех
или иных типов горизонтальных резервуаров разных емкостей
с различными конструкциями днищ.
Горизонтальные резервуары емкостью от 3 до 75 м3 изгото-
вляются по типовым проектам, разработанным ГПИ Проект-
стальконструкция, утвержденным Госстроем в 1956—1958 гг.
Наземные резервуары с плоскими днищами изготовляются
емкостью от 3 до 75 м3 по типовым проектам от № 7—02—60 до
№ 7—02—65 (1955 г.); наземные резервуары с коническими дни-
щами — емкостью от 25 до 75 м3 по типовым проектам от № 7—
02—63КД до № 7—02—65КД (1957 г.); заглубленные резервуары
емкостью от 10 до 75 м3 по типовым проектам от № 7—02—62П
до № 7-02—65П (1958 г.).
Типовые наземные резервуары рассчитаны на избыточное
давление 0,4—0,5 кПсм? и вакуум 100 мм вод. ст. Испытательное
избыточное давление принимается равным 0,5—0,7 кГ/см2. Опоры
для этих типов резервуаров седлового типа с углом охвата 90°.
Горизонтальные резервуары емкостью 50, 75 и 100 м3 с ци-
линдрическими днищами изготовлены и сооружены на двух под-
московных нефтебазах и детально испытаны ВНИИСТ при уча-
стии автора конструкции Е. Н. Лессига.
Испытания показали, что эти резервуары имеют достаточную
прочность и устойчивость и могут применяться для хранения свет-
лых нефтепродуктов при избыточном давлении до 0,7 кПсм2
и вакууме до 500 мм вод. ст.
Горизонтальные резервуары с цилиндрическим днищем пред-
ставляют собой листовую конструкцию, образованную пересече-
нием основной цилиндрической оболочки (корпуса) с двумя дни-
щевыми цилиндрическими оболочками под прямым углом.
Общий вид батареи опытных резервуаров представлен на
рис. 56.
Резервуар номинальной емкостью 100 м3 имеет по проекту
следующие размеры: длина I — 12230 мм, внутренний диаметр
Двн = 3234 мм, толщина листов 6 = 4 мм. Радиус кривизны и
толщина цилиндрических днищ такая же, как и у корпуса.
Основная оболочка резервуара состоит из шести обечаек.
Соединения листов цилиндрических днищ и листов каждой обе-
чайки выполнены стыковыми, а кольцевые соединения днищ
с крайними обечайками и обечаек между собой нахлесточными,
кроме среднего кольцевого шва резервуара, который сварен
в стык.
Внутри резервуара в плоскостях опор ставятся две диафрагмы,
состоящие из двух треугольников, и пять промежуточных колец
жесткости без усиления стержневыми треугольниками. Кольца
139
жесткости отстоят друг от друга на расстоянии 1,8 м и сделаны
из неравнобокого уголка 75 X 50 X 5, приваренного к корпусу
пером широкой полки.
Опорные кольца диафрагм сконструированы из неравнобо-
кого уголка сечением 120 X 80 X 8, свальцованного так, что его
широкая полка совпадает с плоскостью поперечного сечения
резервуара. Опорное кольцо также приваривается к корпусу
резервуара пером широкой полки.
Сечения уголков-раскосов для диафрагм принимаются 100 X
X 75 X 8.
Рис. 56. Общий вид батареи опытных горизонтальных резервуаров емкостью
100 и 75 м3 с цилиндрическими днищами.
а — план расположения резервуаров; б — вид по А—А; в — схема резервуара емкостью
100 .и3; г — схема резервуара емкостью 75 м3.
Резервуар установлен на сборных опорах стоечного типа
вместо массивных седловых опор, обычно применяемых для гори-
зонтальных резервуаров в настоящее время. Опоры выполнены
из обрезков стальных труб диаметром 170 мм х, установленных
на сборном железобетонном фундаменте.
Основание фундамента состоит из сборных бетонных блоков
размером 0,5 X 0,5 X 0,8 м на монолитной бетонной подушке.
На них укладывалась сплошная ленточная железобетонная плита
шириной 60 см, высотой 40 см и длиной 17,6 м, состоящая из бло-
ков. Арматура плиты приваривалась к вертикальным металличе-
ским стойкам, после чего низ стоек бетонировался.
1 Проектом были предусмотрены железобетонные стойки.
140
Башмаки расположены по два в плоскостях опорных диафрагм,
т. е. каждый резервуар имеет четыре башмака. Верхняя часть
башмака, прилегающая к резервуару, приварена тонкими сплош-
ными швами вдоль продольных кромок.
К верхней части металлической стойки приварен квадратный
горизонтальный лист толщиной 10 мм, размерами в плане 250 X
X 250 мм, к которому при помощи четырех болтов крепится баш-
мак. Чтобы сделать возможным применение ленточных фундамен-
тов, расстояние между опорными диафрагмами (пролет резер-
вуара) принято равным 5,60 л; расстояние между осями стоек
в поперечном направлении 2,81 м. Расчетная схема резервуара
емкостью 75 л3 такая же, как и у резервуара емкостью 100 л3;
различие только в вылете консольной части.
Расчет корпуса и днища горизонтальных резервуаров
Горизонтальные резервуары как тонкостенные оболочки вра-
щения при осесимметричной нагрузке рассчитываются по без-
моментной теории.
Напряжения в корпусе определяются по следующим формулам:
меридиональные напряжения
рг
°м= ~26*;
кольцевые напряжения
(136)
(137)
напряжения при сферическом днище радиусом гСф
°сф ~ 6 •
(138)
В случае плоского мембранного днища или днища с ребрами
жесткости расчет ведется как для заделанной по контуру круг-
лой пластинки; при этом отдельные участки рассматриваются
как пластинки, заделанные по контуру.
В сопряжении корпуса с днищем или с опорной диафрагмой
возникают напряжения краевого эффекта. Эти напряжения быстро
падают, достигая нуля на расстоянии
л/г 6
4 >/3(1- (12)
0,6 У г б.
(139)
Если рассматривать опорную диафрагму или плоское днище
абсолютно жесткими в своей плоскости, то наибольшее напряже-
ние краевого эффекта, действующего вдоль образующей цилиндри-
ческой оболочки корпуса у сопряжения, будет равно
—1,8 4-.
6/3(1-(12) 6
(140)
141
Для снижения краевых напряжений сферические днища от-
бортовывают, т. е. их края закругляют по радиусу
_ М _ 4М
~ И7Пл “
с плавным переходом к цилиндрическому борту.
Местные напряжения в шве с учетом развития пластических
деформаций определяются с учетом пластического момента сопро-
тивления свариваемых листов:
(141)
В случае необходимости оболочка горизонтальных резервуаров
проверяется на устойчивость по формулам, применяемым для рас-
чета цилиндрических оболочек, усиленных кольцами жесткости
(см. стр. 128).
Перейдем к исследованию напряженного состояния оболочки
резервуаров с цилиндрическими днищами Ч
В этом случае местные напряжения из1иба поперек шва сопря-
жения корпуса и цилиндрического днища резервуара можно
определить по формуле
(142)
где /г1 — коэффициент, зависящий от угловой координаты 0 и
параметра а, представляющего собой относительное расстояние
от осевой плоскости ближайшего к днищу кольца жесткости
до входящего угла а линии сопряжения днища и корпуса,
выраженное в долях радиуса резервуара (безразмерная вели-
чина). Значения этого коэффициента приведены в табл. 18.
Таблица 18
Значения коэффициента кг в формуле (142)
а° 0° 30° 60° 90° 120° 150° 180°
—3,13 —1,19 3,52 2,85 3,52 —1,19 —3,13
Для получения суммарных (полных) напряжений нужно сло-
жить напряжения краевого эффекта и безмоментного состояния
с учетом их знаков.
Напряжение со стороны днища от безмоментного состояния
определяется формулой
сг°езм = sin2 9, (143)
1 Теория расчета разработана Е. Н. Лессигом.
142
полные же напряжения
ох = ох + ох • (144)
Напряжение со стороны основной оболочки (корпуса) от без-
моментного состояния равняется
o£e3M = -^-sina9, (145)'
а полные напряжения
ПОЛИ мест I Зрг * 2А /4/С\
ох = ох + ——snrt). (14Ь)
Соответственно в кольцевом направлении получим местное
напряжение изгиба (краевой эффект):
мест ..мест
• (147)
Местное кольцевое напряжение от продольной силы краевого
эффекта Ny'.
оГ" = Ъ-тг- (US)
Суммарное кольцевое напряжение как со стороны днища,
так и со стороны корпуса,' будет равно
аГН=+^<-±^, (149)
здесь /сг — некоторый коэффициент, зависящий от угловой коор-
динаты и параметра а; значения этого коэффициента приведены
в табл. 19.
Таблица 19
Значения коэффициента к.2 в формуле (149)
а° 0° 30° 60° 90° 120° 150° 180°
*0 —0,884 —0,342 4,39 6,37 4,39 —0,342 —0,884
В поперечном сечении корпуса, соответствующем крайнему
кольцу жесткости у днища, продольные напряжения безмомент-
ного состояния находятся по формуле
ох = (3 — 5 cos2 9 + 2а cos 0), (150)
кольцевые же напряжения безмоментного состояния
= (151)
143
Необходимо иметь в виду, что последняя формула не учитывает
влияния напряжений в кольцевом сечении, вызванных изгиб-
ными деформациями оболочки корпуса у кольца жесткости.
Для определения напряжения изгиба краевого эффекта у коль-
ца жесткости имеем:
в направлении образующей
и“еот = 1,8 ^-(3-5 cos2 9 4-2а cos 9); (152)
в кольцевом направлении
(jMbot __ _££_(3 — 5 cos2 9 4- 2а cos 9). (153)
Полные напряжения находятся суммированием напряжений
безмоментного состояния и краевого эффекта. Таким образом,
яолучаем:
в продольном направлении
полн мест _ / л г /д
Ох = ох — Ох, (154)
в кольцевом направлении
полн „мест „ /,<г г\
Оу = Оу —Су. (155)
Напряжения в среднем кольцевом (вертикальном) и мери-
диональном (горизонтальном) сечениях днища определяются по
следующим формулам:
продольные напряжения
Ох — — sin2 6, (156)
кольцевые напряжения
ау = -^. (157)
Исследуем деформативность консольной части резервуара.
Ее радиальные перемещения состоят из перемещений, возникаю-
щих в безмоментном состоянии:
(«8)
и перемещений, вызванных краевым эффектом (радиальное пере-
мещение у кольца жесткости)
Wz = ~ (3 ц sin2 9 — 2 ц cos2 9 4- 2 ц a cos 9 — 1) X
k
Хе ("sin4-, (159)
\ X 2 У 2 /
где е — основание натуральных логарифмов;
144
| = Л — относительная цилиндрическая координата оболочки
(вдоль образующей);
& _ 12 г2 — коэффициент затухания.
Как показали В. 3. Власов и А. Л. Гольденвейзер, решаю-
щую роль при определении результирующего напряженного со-
стояния цилиндрической оболочки, находящейся под действием
равномерного внутреннего или наружного давления, играют без-
моментное состояние и краевой эффект.
Напряжения от равномерного давления р определяются сле-
дующим образом:
. в междуопорной части резервуара (ортотропной оболочки)
продольное мембранное напряжение
*1=^ (160)
кольцевое мембранное напряжение
о2 = , (161)
у опорного кольца меридиональное изгибное напряжение крае-
вого эффекта
о.=...../рг ... -^1,8^,
б /з (1 - р2) б
кольцевое изгибное напряжение краевого эффекта
о Зрг|х
2 б у 3(1-И2)
(162)
(163)
10 Заказ 863.
Глава IV
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ СТАЛЬНЫХ
РЕЗЕРВУАРОВ ДЛЯ ХРАНЕНИЯ НЕФТЕПРОДУКТОВ
МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СВАРНЫХ
ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ РЕЗЕРВУАРОВ НИЗКОГО ДАВЛЕНИЯ
Представляя собой тонкостенные, листовые сварные конструк-
ции с переменной толщиной листов и сложными узлами сопря-
жений, покоящиеся на песчаном основании, стальные резервуары,
как правило, имеют различные отклонения от проектных размеров
и не являются идеальными геометрическими телами, за которые
они обычно принимаются при, расчете. В них создаются значи-
тельные концентрации напряжений и неравномерности напря-
женного состояния и деформативности, к которым добавляется
еще неравномерность осадки песчаных оснований.
Поэтому, несмотря на кажущуюся простоту конструкций
резервуаров, действительная их работа не всегда может быть
полностью выявлена, а теория расчета оказывается весьма слож-
ной и требует для своего обоснования экспериментальной про-
верки.
При этом, поскольку принцип моделирования-в резервуаро-
строении неприменим, необходимо проведение эксперименталь-
ных исследований резервуаров в натурных условиях.
Исследования резервуаров различных конструкций и емкостей
проводились ВНИИСТ (б. ВНИИСтройнефть), начиная с 1951 г.,
по методике, разработанной М. К. Сафаряном.
При испытаниях исследовалось напряженное состояние наи-
более нагруженных элементов резервуаров п зоны концентрации
напряжений, а также деформативность резервуаров и их отдель-
ных элементов.
Для исследования напряженного состояния применяли в
основном проволочные датчики сопротивления. Горизонтальные
и вертикальные перемещения исследовали при помощи индикато-
ров. Для определения осадок резервуаров применяли также
нивелирование при помощи технического нивелира; вертикаль-
146
ные же перемещения точек кровли определяли водяным нивели-
рованием.
По этой методике были исследованы: горизонтальный • резер-
вуар с цилиндрическим днищем емкостью 50 м3, каплевидный
резервуар емкостью 2000 Л43, вертикальные цилиндрические
резервуары емкостью 2000 и 5000 м3 со щитовым покрытием и цен-
тральной стойкой, вертикальные цилиндрические резервуары
емкостью 3000 и 5000 № с безмоментной кровлей и центральной
стойкой и опытный резервуар емкостью 5000 м3.
Испытания вертикальных цилиндрических резервуаров про-
водятся следующим образом: сначала пустой резервуар испыты-
Рис. 57. План расположения индикаторов (а) и деталь
крепления индикаторов (б).
вйется на избыточное давление, величина которого постепенно
увеличивается и превышает в конце испытания проектное давле-
ние примерно на 50%. При этом корпус резервуара и наружный
контур окрайков днища начинают постепенно подниматься.
Величина их подъема определяется при помощи индикаторов,
прикрепленных к специальным кронштейнам с вылетом 1,5—
2,0 м, устанавливаемых к наружному контуру резервуара
(рис. 57). Большие величины подъемов измеряются также при
помощи простой стальной линейки или' технического нивелира.
Под действием избыточного давления начинает подниматься
также корпус, центральная стойка, а вместе с ними и вся поверх-
ность покрытия. Величина относительного подъема отдельных
точек кровли измеряется посредством водяного нивелирования.
Для измерения избыточного давления или вакуума приме-
няется манометр, представляющий собой U-образную стеклянную
трубку, залитую подкрашенной водой. Один конец трубки
10*
147
остается открытым, а другой соединяется резиновой трубкой
с паро-воздушным пространством резервуара (рис. 58).
Для этого через кровлю пропускается и приваривается к ней
небольшая переходная стальная трубка. Верхний ее конец зара-
нее обтачивается так, чтобы на него можно было надеть резиновую
трубку. Избыточное давление внутри резервуара действует на
воду, заполняющую (J-образную трубку. При повышении давле-
ния уровень воды в одном конце опускается, в другом соответ-
ственно поднимается. По разности уровней и определяется вели-
чина избыточного давления.
При помощи U-образной трубки определяется также величина
вакуума, который образуется, например, в герметически закрытом
резервуаре при сливе воды
или нефтепродукта.
Для определения на-
пряженного состояния
элементов резервуара на
исследуемые участки на-
клеиваются проволочные ‘
датчики сопротивления
(тензодатчики) с омическим
сопротивлением 200 ом
(в некоторых случаях
100 ом).
В цилиндрических ре-
зервуарах датчики на-
Рис. 58. Схема приспособления для водя- клеиваются на элементы
лого нивелирования и замера избыточного покрытия, на верхний
давления и вакуума. узел сопряжения корпуса
с покрытием и на ниж-
ний узел сопряжения корпуса с днищем. Датчики обычно
наклеиваются попарно во взаимно перпендикулярных напра-
влениях. Применяются они чаще всего с базой 20 мм, а в узлах
сопряжения — 10 мм.
Деформации измеряются барабанным реохордом ВНИИСтрой-
нефть (конструкция П. А. Агуреева).
После испытания пустого резервуара на избыточное давление
он доверху заливается водой. При этом измеряются все вер-
тикальные перемещения и относительные деформации, характе-
ризующие напряженное состояние в резервуаре от гидростати-
ческого давления.
Испытание покрытия резервуара на вертикальную нагрузку,
действующую сверху вниз, производится следующим образом.
В заполненном доверху водой и герметически закрытом резервуаре
путем постепенного слива воды создается вакуум необходимой
величины, заменяющий внешнюю вертикальную нагрузку, дей-
ствующую на кровлю сверху вниз. Учитывая, что резервуар на-
полнен доверху водой, а величина вакуума при расчетной на-
148
грузке не превышает 170 мм вод. ст. и 260—270 мм вод. ст. при
повышении нагрузки на 50%, допускается, что на корпус резер-
вуара вакуум влияет незначительно п им можно пренебречь^
Указанный метод применялся во всех описанных испытаниях
и давал положительные результаты, что избавляло от необходи-
мости загружать покрытия резервуара испытательной нагрузкой,
как это делается при обычных испытаниях кровли.
Для определения напряжений. применялись следующие фор-
мулы теории упругости для плоского напряженного состояния:
(164)
1
„ __ Е (еу + pex) Ь
Uy - -------5----
J 1 - а2
где ох — напряжение в радиальном (меридиональном)
направлении в кГ/см2',
Оу — напряжение в кольцевом направлении
в кГ/см2',
р. — коэффициент поперечной деформации (Пуас-
сона), принимаемый для стали равным 0,3;
Е = 2,1 • 108 кГ/см2 — модуль упругости стали;
еж и еу — арифметические разности показаний рео-
хорда для датчиков, наклеенных соответст-
венно в радиальном и кольцевом направле-
ниях;
к — тарировочный коэффициент датчиков, опре-
деляемый для каждой партии датчиков
тарированием; обычно для датчиков с ба-
зой 20 мм величина к составляет от
0,0000058 до 0,0030060.
ИССЛЕДОВАНИЯ РЕЗЕРВУАРОВ СО ЩИТОВЫМ ПОКРЫТИЕМ
ЕМКОСТЬЮ 2000 И 5000 м-‘
Экспериментальные исследования резервуара емкостью 2000 мэ
со щитовым покрытием и центральной решетчатой стойкой были
проведены в августе — сентябре 1954 г. в районе г. Куйбышева,
а резервуара емкостью 5000 мг в мае — июне 1955 г. в районе
г. Сызрани.
Испытания проводились в ясную, солнечную погоду при
температуре воздуха в пределах от 20 до 30° С.
Для создания избыточного давления применялся компрессор.
Величина давления при испытании поднималась ступенями до
300 мм вод. ст. вместо 200 мм, предусмотренных проектом. При
испытании пустого резервуара продуктопроводы были отсоеди-
нены, чтобы не мешать подъему корпуса резервуара. Вакуум
создавался путем слива части воды из заполненного резервуара
при перекрытых клапанах.
149
Испытание кровли на временную нагрузку 170 кПм2 было
заменено вакуумом, который создавался в наполненном доверху
водой резервуаре. Величина проектной временной нагрузки
соответствует вакууму 170 мм вод. ст. Во время испытания эта
величина доводилась ступенями до 260 мм вод. ст.
Величина избыточного давления и вакуума измерялась при
помощи описанного выше стеклянного манометра.
Вертикальные перемещения точек контура уторного кольца
резервуара при избыточном давлении и вакууме определялись
Рис. 59. Принципиальная схема
измерения линейных деформаций
при помощи проволочных датчиков
сопротивления.
индикаторами часового типа с
точностью до 0,01 мм. Всего по
контуру резервуара было уста-
новлено восемь индикаторов.
Отсчеты по приборам снима-
лись после каждой ступени
избыточного давления или ва-
куума.
Вертикальные перемещения
верха центральной стойки опре-
делялись при помощи водя-
ного нивелирования (рис. 58).
Система из двух стеклянных
трубок устанавливалась одним
концом в центре кровли, а
другим — на площадке лест-
ницы, отделенной от корпуса
резервуара. Эти перемещения,
кроме того, проверялись обыч-
ным нивелиром, установленным
на кровле соседнего резервуара.
Геометрическая форма кровли проверялась нитью с постоян-
ным натяжением в 11 направлениях. Одним концом нить крепилась
к трубе, установленной в центре кровли, а другим — к пери-
лам или пенокамере. Через каждый метр по длине нити посред-
ством металлической линейки измерялось вертикальное расстоя-
ние от нити до поверхности кровли.
Величина отклонения образующих корпуса от вертикали изме-
рялась при помощи отвеса и линейки.
Исследование напряженного состояния конструктивных эле-
ментов резервуара, как указано выше, проводилось при помощи
проволочных датчиков сопротивления. Исследованию подверга-
лись узел сопряжения первого пояса корпуса резервуара с дни-
щем, кровля и сопряжение ее с верхним поясом корпуса.
Принципиальная схема измерения линейных деформаций по-
средством проволочных датчиков сопротивления приводится на
рис. 59. Количество датчиков и схема их расположения показаны
на рис. 60. Очистка металла под датчики производилась вручную
при помощи шаберов. Для наклеивания датчиков применялся
450
клей № 192Т; для защиты датчиков от влаги — гидроизоляцион-
ный лак № 216. Датчики с базой 20 мм имели сопротивление
200 ом. Пни изготовлялись на ацетоновом клее из константановой
проволоки. диаметром 30 мк.
Измерение деформаций производилось по равновесной мосто-
вой схеме (рис. 59). В этой схеме одну пару плеч моста составляют
поочередно подключаемые датчики сопротивления 1 и 2. Один
из датчиков является активным, а другой — температурно-ком-
пенсационным. Последний наклеивается на недеформирующуюся
в процессе эксперимента металлическую пластину, помещаемую
в аналогичные с активными датчиками температурные условия.
Рис. 60. Схема расположения датчиков в нижнем узле, на кровле и в верх-
нем узле.
а — расположение датчиков в нижнем узле резервуара: б — на кровле и в верхнем узле;
е — на верхнем поясе резервуара.
Вторую пару плеч моста составляют проволочные сопроти-
вления 3 и 4 и реохорд 5 с равномерной градуировкой.
Спираль реохорда представляет собой калиброванную нихро-
мовую проволоку диаметром 1,1 мм с омическим сопротивлением
около 5 ом. Шкала отградуирована на 4000 делений.
Питание мостовой схемы производится от батареи, составлен-
ной из сухих элементов 13 с напряжением около 7 в. В качестве
индикатора тока в схеме применен нуль-гальванометр 6 типа ГМП
с чувствительностью 0,3 X 10“6 ампер на одно деление.
Отсчет ведется следующим образом: к клеммам реохорда 7
и 8 присоединяются общие провода активных и температурно-
компенсационных датчиков, провода от питающей батареи 13
и гальванометр подключаются к клемме 9 с одной стороны и по-
очередно к клеммам 14 пар датчиков — с другой.
Остальные обозначения на' рис. 59 следующие: 10 — клемма
гальванометра, 11 — сопротивление, служащее для уменьшения
чувствительности гальванометра, 12 — включатель сопротивле-
151
ния, 15, 16 и 17 — контрольные сопротивления для проверки
реохорда и их контакт. В последних схемах ВНИИСТ сопроти-
вления 11, 16 и 17 отсутствуют.
Для каждой пары датчиков путем вращения барабана рео-
хорда фиксируется по визиру номер точки шкалы, когда гальвано-
метр показывает отсутствие тока, т. е. электрическое равновесие
схемы. После деформации конструкции, а вместе с ней и активных
датчиков равновесие нарушается. Поэтому вращением барабана
реохорда производится вторичная балансировка схемы до исчез-
новения тока в гальванометре, и вновь выполняется отсчет
по шкале реохорда.
Арифметическая разность отсчетов при известной цене каж-
дого деления шкалы указывает величину относительной дефор-
мации в процентах. Аналогично измеряются деформации для всех
других пар датчиков.
Величины относительных линейных деформаций, по которым
определяются напряжения в радиальном и кольцевом напра-
влениях, получаются путем умножения арифметических разно-
стей на переходный коэффициент к (в данном случае равный
0,0000058), обозначающий цену деления шкалы измерительного
прибора. Величина этого коэффициента установлена путем тари-
ровки датчиков на тарировочной балке.
Результаты испытания резервуара емкостью 2000 м3 приво-
дят к следующим выводам.
1. Резервуар испытывался на избыточное давление в 300 мм
вод. ст., вместо 200 мм вод. ст. по проекту, и вертикальную на-
грузку, действующую сверху вниз и созданную при помощи
вакуума в размере 280 кГ/m2, вместо 170 кПм2 по проекту, и
успешно выдержал испытание.
2. Напряжения и прогибы в прогонах щитового покрытия,
осуществленных по проекту 1952 г., находятся в пределах, допу-
скаемых нормами на стальные конструкции.
3. Вертикальные перемещения контура днища пустого резер-
вуара при испытании на избыточное давление не превышали 4 мм
при давлении 200 мм вод. ст.
Ввиду малости величины подъема контура днища и отсутствия
ощутимого отрыва днища от основания с этими перемещениями
практически можно не считаться и никаких специальных мер для
их устранения (например, установка противовесов) не принимать.
4. Подъем центральной стойки при испытании пустого резер-
вуара на избыточное давление в 200 мм вод. ст. не превышает
18 мм.
При испытании на расчетную вертикальную нагрузку осадка
центральной стойки в заполненном резервуаре не превышала
10 мм, что вполне допустимо и доказывает возможность эксплуа-
тации подобных резервуаров без специального фундамента.
Испытание резервуара емкостью 5000 л.3 показало, что резер-
вуар и его щитовое покрытие успешно выдержали все эксперимен-
та
тальные нагрузки во всех стадиях испытания — повышенное-
избыточное давление 300 льи вод. ст., вместо 200 лг.и вод. ст. по
проекту, и вертикальную нагрузку (сверх собственного веса),
созданную вакуумом, равную 260 кГ/м2, вместо 170 кГ/м1.
Для получения сравнительных данных одновременно был
испытан другой резервуар емкостью 5000 мэ с обычной конструк-
цией покрытия и без центральной стойки.
В этом случае при незаполненном резервуаре последовательно»
создавалось избыточное давление в 50, 100, 140, 160, 190, 200,
225, 250 мм вод. ст. и были замерены величины подъема окрай-
ков днища в 12 точках по контуру резервуара.
Кроме того, для уточнения влияния количества воды или
нефтепродукта на величину подъема корпуса резервуара, в неза-
полненный резервуар последовательно подавалась вода, сначала
на высоту 250 мм, затем 300, 350, 500, 800 и 1000 мм. При каждом
уровне воды создавалось избыточное давление и замерялась вели-
чина подъема корпуса. Было установлено, что при наличии слоя
воды высотой около 1 м величина подъема весьма небольшая и
с ней практически можно не считаться.
Анализ материалов исследования (табл. 30) показывает следу-
ющее х.
1. Экспериментальные значения напряжений в элементах ферм
щитового покрытия близко сходятся с теоретическими.
2. При расчетном избыточном давлении 200 мм вод. ст. напря-
жение в верхнем поясе ферм (без учета собственного веса) не пре-
вышает 700—800 кГ/см2.
Напряжения в верхнем узле сопряжения покрытия с корпусом
резервуара при расчетных нагрузках не превышают 350 кГ см1.
При расчетной вертикальной нагрузке, действующей на кровлю
сверху вниз, равной 170 кГ1м? (без учета собственного веса),
напряжения в верхнем поясе не превышают 900
Таким образом во всех этих случаях, а в последнем и с учетом
собственного веса (+24%), напряжения оказываются меньше
допускаемых.
3. Напряжение в нижнем узле сопряжения корпуса резер-
вуара с днищем не превышает от расчетного гидростатического
давления значения 1200 кГ/см2, а от избыточного давления в
незаполненном резервуаре 240 кГ/см2.
Вертикальные перемещения контура резервуара и централь-
ной стойки характеризуются следующим.
1. Подъем корпуса пустого резервуара от расчетного избыточ-
ного давления 200 мм вод. ст. в пределах 10—20 мм с точки зре-
ния прочности никакой опасности не представляет и с учетом вре-
менного характера и весьма редкой повторяемости может быть
допущен в эксплуатации.
1 Здесь даются только краткие выводы. Результаты исследований де-
тально описаны в книге [30]. •
153
Таблица 20
Наибольшие напряжения в элементах резервуара емкостью 5000 м3
со щитовым покрытием и центральной стойкой (кГ/см3)
Элементы резервуара Напряже- ния Избыточное давле- ние в резервуаре, мм вод. ст. Нагрузка на кро- влю, мм вод. ст. Гидроста- тическое давление
120 200 300 120 170 200 уро- вень воды 6,0 м Уро- вень воды 11,5 м
Верхний пояс ферм Экспери- ментальные Теорети- ческие 490 415 840 690 970 1020 -480 —410 -710 -590 -940 -890 —
Нижний пояс ферм Теорети- ческие -640 —1070 —1610 640 910 1400 — —
Контур покрытия Экспери- ментальные —50 —300 -340 —100 -80 -270 — —
-80 -190 -200 -120 -190 -90
Верх УШ пояса Экспери- ментальные 70 -60 10 -20 -40 -40 -20 — —
—100 -160 -250 -260 —190
Верхний узел кор- пуса Экспери- ментальные Теорети- ческие 30 60 70 -10 170 90 — — 400 7С0
Окрайкн днища Экспери- ментальные Теорети- ческие 150 100 220 150 300 200 — — — 540 500 890 950
I пояс(вы- ше‘узла на 300 мм) Экспери- ментальные Теорети- ческие 85 115 50 30 30 20 — — — —210 740 615 200 1190 1180
Примечание. В числителе напряжения в меридиональном напра
плени и, в знаменателе — в кольцевом направлении.
154
2. Подъем точек контура резервуара по мере возрастания избы-
точного давления до 120 мм вод. ст. увеличивается незначительно
ж следует закону прямой пропорциональности. Наибольший
подъем контура резервуара при избыточном давлении
120 мм вод. ст. составляет 6 мм до бетонирования базы цен-
тральной стойки и 3 мм — после.
При расчетном избыточном давлении 200 мм вод. ст. подъем
контура резервуара возрастает до 20 мм до бетонирования и
10 мм после.
При дальнейшем повышении избыточного давления подъем
резко увеличивается и при давлении 250 мм вод. ст. доходит до
92—96 мм до бетонирования и 22—23 мм после.
3. Подъем центральной стойки при давлении 200 мм вод. ст.
составляет 90 мм до бетонирования и 20 мм после, а ее опускание
при расчетной нагрузке оказывается весьма небольшим — всего
около 10 мм.
4. Опускание контура резервуара от заполнения водой было
неравномерным и колебалось в пределах 10—60 мм.
5. Подъем центральной стойки от расчетного избыточного
давления значителен (90 мм). Для уменьшения величины этого
подъема требуется небольшая пригрузка центральной стойки.
По проекту, разработанному Гипроспецнефть, можно отметить,
что из запроектированных вариантов щитового покрытия с учетом
опыта монтажа предпочтение следует отдать варианту щитов
в виде трапецеидальных секторов.
Запроектированный Гипроспецнефть в 1955 г. вариант цен-
тральной стойки в виде сварной трубы с песчаной засыпкой со-
здает значительный противовес, превосходящий требуемый, и допу-
скает уменьшение размеров трубы и веса песчаной засыпки. Про-
тивовесы в проекте 1957 г. являются удовлетворительными.
При йаличии противовеса у центральной трубы никаких про-
тивовесов с наружной стороны резервуара в виде навешиваемых
железобетонных плит не требуется.
Принятое проектом увеличение толщин двух верхних поясов
резервуара с 4 до 5 мм необходимо для повышения пространст-
венной жесткости и улучшения геометрической формы корпуса.
6. Принятое по рекомендации ВНИИСТ решение об отказе
от специального фундамента под центральной стойкой правильно
и вытекает как из результатов экспериментов, так и из положи-
тельного опыта эксплуатации аналогичных конструкций.
ИССЛЕДОВАНИЯ ВЕРТИКАЛЬНЫХ СВАРНЫХ
ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ РЕЗЕРВУАРОВ С БЕЗМОМЕНТНОЙ КРОВЛЕЙ
В 1955 г. ВНИИСТ (б. ВНИИСтройнефть) проводилось ис-
следование резервуара с безмоментной кровлей емкостью 3000 мя.
Резервуар был испытан на избыточное давление 310 мм вод. ст.
(вместо 200 мм вод. ст. по проекту) 'и на вертикальную нагрузку
155
260 кГ/м2 (вместо 170 кГ/м2 по проекту), не считая собственного
веса кровли. Кроме того, резервуар был испытан на гидростатиче-
ское давление путем залива его водой доверху.
Целью исследования являлась экспериментальная проверка
прочности кровли и периферийного каркаса при работе на внеш-
нюю вертикальную нагрузку, действующую сверху вниз, и про-
верка устойчивости кровли и периферийного каркаса на действие
избыточного давления внутри резервуара.
Для создания избыточного давления применялся компрессор.
Вакуум создавался путем слива части воды из наполненного
доверху резервуара при закры-
тых клапанах и полной герме-
тизации резервуара. По проекту
величина избыточного давления
предусматривалась равной
200 'мм вод. ст.; при испытании
давление доводилось ступенями
до 310 мм вод. ст.
Вертикальные перемещения
точек контура уторного коль-
ца резервуара при избыточ-
ном давлении и вакууме опре-
делялись при помощи инди-
каторов часового тппа (точ-
ностью до 0,01 мм).
Всего по контуру резервуа-
ра было установлено шесть ин-
дикаторов (рис. 61), которые
укреплялись на металлических
кронштейнах. Отсчеты снима-
лись после каждой ступени избыточного давления или вакуума.
Вертикальные перемещения верха центральной стойки опре-
делялись при помощи водяного нивелирования. Система стеклян-
ных и резиновых трубок была установлена, с одной стороны,
в центре кровли, а с другой — на площадке лестницы, отделен-
ной от корпуса резервуара.
Вертикальные перемещения различных точек кровли измеря-
лись в четырех направлениях при помощи нити, имевшей постоян-
ное натяжение. Натянутая нить одним концом крепилась к цен-
тральной стойке, а другим — к перилам лестничной площадки
или к верху пенокамеры. Через каждый метр по длине нити при
помшци металлической линейки измерялось вертикальное рас-
стояние от нити до поверхности кровли. Такие замеры повторя-
лись после каждой ступени избыточного давления и Ба-
ку ума г
Напряженное состояние конструктивных элементов резервуара
исследовалось при помощи проволочных датчиков сопротивления
по методике, описанной на стр. 150.
156
Количество датчиков и схемы их расположения показаны на
рис. 62.
Были исследованы узел сопряжения первого пояса корпуса
резервуара с днищем, зона люка-лаза, кровля и сопряжение
ее с зонтом, стойкой и верхним поясом корпуса.
Экспериментальное исследование резервуара проводилось в
районе г. Херсона в солнечную погоду при температуре воздуха
от 10 до 15° С.
Перед испытанием резервуар был тщательно осмотрен. Его
геометрическая форма не имела заметных отклонений от проекта.
Рис. 62. Схема расположения датчиков на резервуаре.
а — расположение датчиков на первом поясе; б — на днище; в — на кровле; г — у люка-
лаза.
Следует отметить, что нефтебаза, где находится испытанный
резервуар, сооружена на намывных песках. В связи с этим учиты-
валась возможность осадки основания в первый период гидравли-
ческого испытания и эксплуатации резервуаров, которые соеди-
нялись с трубопроводами гибкими бензостойкими шлангами.
После того как произошли осадки, гибкие шланги были сняты,
а вместо них вварены стальные патрубки.
Резервуар, подвергавшийся испытаниям, был сооружен в
августе 1953 г. Его гидравлическое испытание водой выполнялось
монтажной организацией в 1954 г., причем резервуар находился
под заливом в течение нескольких месяцев.
К моменту экспериментального исследования резервуар был
опорожнен и присоединен к продуктопроводу обычной стальной
трубой с коленом. Длина прямолинейного участка этой трубы от
резервуара до колена составляла около 4 м.
157
В 1959 г. ВНИИСТ по аналогичной методике под Москвой
проводились испытания опытного резервуара с безмоментной
кровлей емкостью 5000 л3. Его кровля толщиной 4 мм была
изготовлена из верхних поясов наружного опытного резервуара,
описанного на стр. 198.
Исследование резервуара производилось в следующем объеме:
а) гидравлическое испытание корпуса путем заполнения его
водой доверху и выдержкой в течение трех суток;
б) проверка плотности корпуса и кровли с последующим
устранением обнаруженных дефектов;
в) испытание кровли на избыточное давление с доведением до
300 мм вод. ст., вместо 200 мм вод. ст. по проекту;
г) испытание кровли на вертикальную нагрузку, действующую,
сверху вниз, равную 260 кГ/м2, путем создания вакуума
260 мм вод. ст., вместо 170кГ/мг по проекту (без учета собствен-
ного веса). В расчетную нагрузку 170 кГ/м2 включается вес тепло-
изоляции 45 кГ/м2, которая фактически отсутствует;
д) испытание кровли на одностороннюю нагрузку вместо
односторонней снеговой нагрузки (из расчета 140 кГ/м2), которая
соответствует снеговой нагрузке 100 кГ/м2 с коэффициентом пере-
грузки 1,4. Взамен остальных нагрузок (вакуум 25 кГ/м? и вес
теплоизоляции 45 кГ/м2), действующих сверху вниз при испыта-
нии, был принят вакуум 125 мм вод. ст., что на 4-4% больше рас-
четного значения. Односторонняя нагрузка создавалась пригруз-
кой кровли слоем мокрого песка высотой около 8 см.
При испытании резервуар был герметически закрыт и опрес-
сован под избыточным давлением 200 мм вод. ст. для проверки
дыхательного клапана.
Проверка плотности безмоментной кровли производилась про-
мазкой всех сварных швов мыльным раствором при избыточном
давлении 70—100 мм вод. ст., причем все обнаруженные дефекты
были устранены.
Величина избыточного давления и вакуума измерялась при
помощи U-образной трубки.
Для измерения вертикальных перемещений отдельных точек
кровли по этапам испытания и выявления ее фактической гео-
метрической формы, до испытания в центре кровли, над централь-
ной стойкой, были установлены трубчатая стойка, а по периметру
верхнего обвязочного кольца на нахлесточных швах и в серединах
секторов 24 стойки из уголков. Между каждой из стоек и централь-
ной стойкой натягивались проволоки с отметками через 25 см
в зоне сопряжения кровли с корпусом и через 100 см в зоне сред-
ней части кровли. Эти отметки при помощи отвесов проектирова-
лись на кровлю и отмечались краской. Измерением вертикальных
расстояний между соответствующими отметками на проволо-
ках и на кровле по этапам испытания получали величины верти- .
кальных перемещении кровли и изменение ее геометрической
формы;
158
»
Вертикальные перемещения центральной стойки и верха обвя-
зочного кольца определялись нивелировкой с наблюдательной
вышки верха центральной стойки и четырех точек по периметру
обвязочного кольца по постоянно закрепленным рейкам.
Горизонтальные деформации верхнего обвязочного кольца
определялись измерением расстояний в восьми точках от наружной
поверхности корпуса резервуара на уровне первого пояса до
отвеса, опущенного сверху резервуара. Для предотвращения
возможных отклонений грузы отвесов опускались в бачки с вязкой
жидкостью.
В результате испытания резервуара емкостью 3000 м3 было
установлено, что кровля резервуара, проверенная на повышенное
избыточное давление и вакуум, успешно выдержала испытание,
во время которого никаких случаев нарушения прочности, или
устойчивости не было обнаружено.
Анализ и сопоставление экспериментальных и теоретических
величин напряжений в различных элементах резервуара показы-
вают следующее Г
1. Напряженное состояние корпуса резервуара, его нижнего
узла, люка-лаза и кровли при воздействии избыточного давления
оказалось более или менее стабильным. В этих случаях можно
сравнивать результаты экспериментальных и теоретических ис-
следований.
Напряженное состояние кровли от вакуума из-за наличия
нахлесточных швов в меридиональном направлении и появления
изгиба нестабильное.
2. Избыточное давление при пустом резервуаре вызывает
значительные вертикальные перемещения корпуса резервуара п
его нижнего узла, однако величины напряжений от изгиба при
- подъеме в общем небольшие и не превышают 210 кГ/см2 в кор-
пусе и 400 кПсм* в днище.
3. Напряженное состояние в нижнем узле и в пределах пер-
вого пояса резервуара, наполненного водой доверху,- полученное
из эксперимента, близки к расчетным. Напряжения в нижнем
поясе приближаются к 1400 кГ'см1, а в нижнем узле к
1200 кГ]см2. Напряжения у выступа днища небольшие и не
превышают 600 кГ/см2.
4. Напряжения в пределах люка-лаза в заполненном водой
резервуаре по эксперименту не превышают 1180 кГ/см2, что сов-
падает с теоретическими, если исходить из предположения, что
воротники люка-лаза компенсируют ослабление отверстия и при-
ближают напряженное состояние у люка к напряжениям у не-
ослабленного сечения.
5. Кровля резервуара несколько лучше работает на избыточ-
ное давление, чем на вакуум. Это связано со спрямлением дуги
1 Здесь даются только краткие выводы. Результаты исследований де-
тально описаны, в книге [30]-
[59
кровли вследствие подъема центральной стойки, а также со стре-
млением кровли принять коническую форму.
6. Центральная стойка резервуара при условии свободного
скольжения в башмаке под действием избыточного давления может
подниматься только на ограниченную величину порядка 300—
350 мм.
7. При вакууме 170 мм, что соответствует расчетной верти-
кальной нагрузке, полная осадка центральной стойки составляет
30 мм, из которой часть (около 10 мм) является упругой, и ее
можно не принимать во внимание при расчете.
8. Учитывая положительный опыт эксплуатации резервуаров
с безмоментной кровлей и центральной стойкой без специального
фундамента и исходя из того, что измеренная величина осадки
стойки мала, можно считать нецелесообразным проектирование
под стойкой фундамента.
При испытании кровли резервуара емкостью 5000 м3 на избы-
точное давление этапами в 100, 150, 200 и 300 мм вод. ст. было
установлено, что при давлении до 220 мм вод. ст. работа кровли
протекала нормально и никаких признаков нарушения ее проч-
ности не обнаружено.
При давлении, равном 300 мм вод. ст., в самой кровле никаких
нарушений прочности не было замечено, однако, по периметру
кровли в зоне десятого сектора, в месте приварки к верхнему
обвязочному кольцу образовалась трещина по сварному шву
длиной 80—100 мм. Обнаружено также три свища в сварном шве
по периметру верхнего обвязочного шва. Трещина образовалась
вследствие поворота кольца жесткости на том участке, где кольцо
не было приварено снизу к корпусу резервуара на значительной
длине — около 2 м (в связи с вмятиной на корпусе). Все обнару-
женные дефекты были устранены, и испытания продолжены.
Подъем центральной стойки при избыточном давлении
265 мм вод. ст. составил 279 мм, что близко сходится с теорети-
ческими расчетами.
При испытании на вертикальную равномерную нагруйку,
замененную вакуумом, этапами в 90, 220 и 260 мм вод. ст. при
вакууме до 220 мм вод. ст. никаких дефектов не замечено. Однако
при вакууме, равном 260 мм вод. ст., в районе семнадцатого
сектора была обнаружена трещина по контуру кровли в месте
приварки листа кровли к верхнему обвязочному кольцу длиной
*120—150 мм. Наибольшая осадка центральной стойки при вакууме
260 мм вод. ст. составила всего лишь 4 мм.
Без исправления указанной трещины половина кровли была
засыпана песком, соответственно нагрузке 140 кГ/м?. Кроме того,
при помощи вакуума в 125 мм вод. ст. (т. е. 125 кГ'м?) была со-
здана дополнительная нагрузка. При этом развития трещины
не обнаружено, и осадки центральной стойки не зафиксиро-
вано.
На основании исследований сделаны следующие выводы.
160
1. Резервуар можно сдать в нормальную эксплуатацию для
работы при избыточном давлении 100 мм вод. ст. и вакууме
30 мм вод. ст.
2. Испытание показало, что в выполненной конструкции наи-
более слабым местом является сопряжение кровли с верхним
кольцом жесткости, что связано с неправильной установкой
швеллера и неплотностью его прилегания к корпусу резервуара.
3. Для возможности надежной эксплуатации резервуара
с избыточным давлением 200 мм вод. ст. и вакуумом 50 мм вод. ст.
рекомендуется усилить верхнее обвязочное кольцо по всему кон-
туру путем приварки неравнобокого уголка 120 X 80 X 10 льм,
согнутого по большой полке. Уголок следует приварить горизон-
тальной полкой к листу кровли сплошным швом с катетом 4 мм,
а вертикальную полку направить вниз.
ИССЛЕДОВАНИЕ КАПЛЕВИДНОГО РЕЗЕРВУАРА ДЛЯ ХРАНЕНИЯ
НЕФТЕПРОДУКТОВ ПОД ПОВЫШЕННЫМ ДАВЛЕНИЕМ
Одной из причин, препятствовавших широкому внедрению
каплевидных резервуаров, являлось отсутствие достаточных
экспериментальных данных о их работе.
В связи с этим в 1953 г. было выполнено специальное экспери-
ментальное исследование каплевидного резервуара емкостью
2000 м3. Целью работы являлось исследование напряженного
состояния, деформации оболочки резервуара и основных элемен-
тов конструкции опорного кольца под действием гидростатиче-
ского давления, избыточного давления или вакуума в газовом
пространстве.
Исследование проводилось в течение четырех летних месяцев —
с июня по сентябрь.
В июне и частично в первой половине июля стояли солнечные
дни со средней температурой воздуха от 16 до 20° (максимум —
до 30°). Во второй половине июля и в течение всего августа пре-
обладала дождливая погода со средней температурой воздуха
от 10 до 15° и максимальной — до 20°.
Чтобы температура воздуха не влияла на результаты испыта-
ний, деформации измерялись в первый период в наиболее холод-
ное время дня при средних температурах от 16 до 20°, а во второй
период, наоборот, в наиболее теплое время при средних темпера-
турах от 10 до 15°.
Опытный резервуар испытывался водой, перекачиваемой из
пруда. Поэтому температура воды, а следовательно, и темпера-
тура металла оболочки резервуара, наполненного водой, за все
время испытаний была стабильной.
Влияние колебаний температуры металла на напряженное
состояние оболочки исключалось применением температурно-ком-
пенсационных датчиков, а влияние на деформацию уменьшалось
соответствующим выбором температуры времени измерений и
11 Заказ 863.
161
стабильностью температуры заполненного водой резервуара.
Поэтому при обработке результатов испытаний влияние темпера-
туры не учитывалось.
Предварительно была составлена таблица уровней воды, при
которых следует закрывать резервуар, чтобы на нужном уровне
получить необходимое избыточное давление или вакуум.
Несмотря на дождливое лето и большой промежуток времени
нахождения датчиков на открытом воздухе (более трех месяцев),
приборы и датчики работали удовлетворительно.
Случаев нарушения прочности резервуара, появления трещин
или отпотин во время испытания не было зафиксировано. Следует
отметить, что пространство под краями днища со стороны опорного
кольца было подбито песком, что, по-видимому, сыграло положи-
тельную роль. В других резервуарах, где не было сделано под-
сыпки или где она была выполнена недостаточно тщательно, при
испытании появились трещины на днище.
На основе материалов исследования были разработаны пред-
ложения по усовершенствованию некоторых элементов конструк-
ции каплевидных резервуаров и уточнению ранее разработанной
методики их расчета.
Для выявления роли внутреннего каркаса в работе оболочки
испытания проводились сначала при наличии внутреннего кар-
каса, а затем при снятом каркасе.
Гидростатическое давление создавалось путем постепенного
залива резервуара водой до расчетного уровня, избыточное давле-
ние — подачей воды в герметически закрытый резервуар, а ва-
куум — путем слива из него воды. j
В соответствии с разработанными Гипроспецнефть Техниче-
скими условиями на проектирование каплевидных резервуаров
для разных уровней воды принималось соответствующее избыточ-
ное давление:
при заливе водой до уровня низа плиты опорного кольца —
0,1 ати
при уровне воды 2,5 м.................. 0,2 ати
» » » 5,0 ».................. 0,3 »
» » » 7,5 ».................. 0,4 »
В тех же Технических условиях при всех уровнях воды пред
усматривается величина вакуума в 300 мм вод. ст.
Исследования напряженного состояния и деформативности
резервуара производились следующими этапами (табл. 21).
Для измерения уровня воды в резервуаре и избыточного давле-
ния и вакуума были установлены пьезометрические трубки
(рис. 63)..
Для непосредственного измерения уровня воды при разных
этапах испытания из резервуара была выведена трубка А диа-
метром 25 мм, которая присоединялась к пьезометрической сте- ,
клянной трубке В с внутренним диаметром 8 мм, закрепленной ,
на деревянной стойке высотой 8 м.
162
Таблица 21
Этапы исследований напряженного состояния н
деформативности каплевидного резервуара
№ этапа Испытание с каркасом Испытание без каркаса
уровень воды, м избыточное давление (-}-) или ва- куум (—), мм вод. ст. уровень воды, м избыточное давление (-|-) или ва- куум (—), ММ вод. ст.
0 0 0 0 0
1а 0.55 470 0 0
16 0,70 990 0,67 930
2 2,50 2070 2,52 1900
3 2,5 0 2,52 0
4 4,80 2570 4,82 3000
5 4,80 0 4,84 0
6 7,80 4400 7,50 4300
7 7,50 0 7,50 0
8 7,50 —300 7,50 —300
9 5,07 0 4,80 0
10 4,80 -300 4,80 —500
11 — —» 2,50 0
12 —• — 2,05 —500
Рис. 63. Схема расположения датчиков на основной оболочке резервуара.
Пьезометрические трубки для замеров уровня воды, избыточного давления
и вакуума.
1 — трубка для измерения уровня воды в резервуаре; 2 — трубка диаметром 2' для
регулирования величины давления; з — трубка для измерения избыточного давления;
t — трубка для измерения вакуума.
11*
163
При отсутствии в резервуаре избыточного давления уровень
воды фиксировался по закону сообщающихся сосудов. При нали-
чии же избыточного давления уровень в пьезометрической трубке
будет выше уровня воды в резервуаре. Поэтому пьезометрическая
трубка при помощи резиновой трубки ВГ сверху соединялась
с паро-воздушным пространством резервуара. Таким образом,
избыточное давление, которое действовало на столб воды в трубке
снизу и сверху, уравновешивалось и уровень воды в ней пол-
ностью совпадал с уровнем в резервуаре.
Для измерения избыточного давления в резервуаре из него
выводилась трубка NE, которая присоединялась к баку Ж, запол-
ненному водой. При этом при помощи зажима закрывалась
трубка Л. Избыточное давление выдавливало из бака воду
в стеклянную трубку ИК с верхним открытым концом. Высотой
столба воды в этой трубке и измерялось избыточное давление.
Для измерения вакуума служила U-образная трубка Л.
Закрытием трубки, идущей к баку с водой, зажимом М и откры-
тием зажима Л, U-образная трубка соединялась с паро-воздуш-
ным пространством. Величина вакуума измерялась по разности
уровней воды в этой трубке.
Исследование геометрической формы оболочки каплевидного
резервуара проводилось следующим образом. Внутри резервуара
на девяти уровнях с отметки — 450 до отметки +5500 измеря-
лись диаметры в двух взаимно перпендикулярных направле-
ниях (с востока на запад и с юга на север). Диаметры изме-
рялись при помощи стальной рулетки с постоянным натяжением
на уровне горизонтальных швов и середин нижних поясов
корпуса.
Для определения действительного очертания оболочки в об-
ласти опорного кольца прикладывалась деревянная рейка длиной
3,5 м, которая охватывала зону днища и первого пояса оболочки,
и через каждые 0,5 ж измерялась стрелка дуги. Такие измерения
проводились в 20 сечениях, т. е. в промежутках между 40 реб-
рами жесткости, установленными внутри резервуара. При иссле-
довании формы днища внутри резервуара натягивалась тонкая
проволока от кольцевого шва на отметке +500 до центра днища
и измерялась стрелка кривой через каждые 0,25 и 0,50 м. Изме-
рения проводились в 20 сечениях.
Накладыванием результатов двух замеров очертания оболочки
в зоне опорного кольца и днища воспроизводилась форма резер-
вуара от центра днища до отметки +2000.
Для исследования внешней формы с наружной стороны обо-
лочки из точек экватора опускался отвес и измерялись расстояния
от отвеса до середины каждого пояса, горизонтального шва и
наружной грани стоек опорного кольца. Такие измерения про-
водились в 10 меридиональных сечениях окружности экватора
п на пяти уровнях в каждом сечении. Измерения, выполнявшиеся
во время испытания резервуара, давали одновременно картину
164
изменения формы оболочки под действием различного гидроста-
тического и избыточного давлений.
Сопоставление результатов измерений внешней формы обо-
лочки для нескольких этапов испытания показало, что заметных
изменений формы резервуара не наблюдается, и измеренные
отклонения от начальной формы находятся в пределах точности
измерений. Это обстоятельство можно объяснить тем, что под
действием гидростатического давления перемещались исходные
точки экватора, откуда опускался отвес. Следовательно, замеры
характеризовали относительные перемещения точек оболочки
(в отличие от показаний индикаторов, дающих абсолютные вели-
чины перемещений). Поэтому величины относительных переме-
щений оказались весьма малыми.
Перемещения точек оболочки резервуара во время испытания
определялись при помощи индикатора с точностью до 0,01 мм.
Для крепления индикатора были установлены стойки из труб
диаметром 200 мм, которые были заделаны в бетонную подушку
на глубину 1,8 м.
К трубам приваривались решетчатые фермы с криволиней-
ными поясами, к которым крепились индикаторы. Для придания
большей жесткости трубчатые стойки раскреплялись подкосами
из утолков. Установка индикаторов показана на рис. 64.
Для измерения вертикальных и горизонтальных перемещений
оболочки к ней на семи уровнях были приварены уголки; одна
из полок уголка располагалась горизонтально, а другая — верти-
кально.
Индикаторы, прикрепленные к криволинейным поясам непод-
вижных стоек, упирались своими перемещающимися стержнями
в грани уголков. Таким образом, к каждой стойке крепилось
165
семь пар индикаторов. Фиксируя разность показаний индикаторов
при разных этапах испытаний, получали величины соответству-
ющих вертикальных и горизонтальных перемещений.
Стойки были установлены на восточной (№ 1), северной (№ 2)
в западной (№ 3) сторонах резервуара на расстояниях от наруж-
ных граней стоек опорного кольца соответственно равных: 2,18;
2,035 и 2,34 м. На всех трех стойках индикаторы имели номера
от 1 до 14 снизу вверх. Вертикальные индикаторы имели нечетные,
загоризонтальные четные номера.
к* Для проверки неподвижности каждой стойки сверху опускался
отвес с тяжелым грузом. Груз помещался в бак с мазутом и таким
образом исключались колебания отвеса под действием ветра.
К нижней части трубы была приварена консоль из уголка,
к которой прикреплялась деревянная линейка с делениями.
Положение отвеса определялось измерением его расстояния
вдоль линейки и в перпендикулярном направлении.
Было установлено, что во время испытаний вертикальное
положение стоек оставалось неизменным. Одновременно велось
наблюдение за осадкой стоек. Для этой цели посредством ниве-
лирования определялось положение консолей, приваренных
к нижней части стоек. За время испытания осадка стоек составила
от 3 до 5 мм.
Определение относительных высотных отметок опорного
кольца и изучение характера осадок резервуара во время испы-
таний проводилось нивелированием по контуру плиты опорного
кольца в 20 точках, по контуру экватора в 10 точках. Кроме того,
путем нивелирования верха оболочки, на которой был приварен
специальный штырь и установлена нивелировочная рейка, с со-
седнего резервуара определялись вертикальные перемещения
при разных уровнях залива водой и различном избыточном
давлении или вакууме.
За репер в этом случае была принята рейка, закрепленная
на ближайшей прожекторной башне. В качестве репера для
нивелирования по контуру опорного кольца и экватора служила
труба, глубоко забитая в грунт на расстоянии 15 м от испыты-
ваемого резервуара.
Нивелирование выполнялось до заполнения резервуара и
в дальнейшем повторялось после каждого этапа заполнения.
Сопоставление последующих отметок с предыдущими давало
величины осадок.
Углы поворота плиты опорного кольца с точностью до 30"
определялись при помощи клинометров, которые были устано-
влены в пяти сечениях в радиальном направлении.
Для исследования напряженного состояния оболочки и эле-
ментов опорного кольца применялись проволочные датчики
сопротивления.
Датчики были наклеены с двух сторон резервуара: северо-
восточной и северо-западной. Особенно густо они были размещены
166
'"W
на оболочке в зоне опорного кольца и на плите кольца. В каждой
точке наклеивалось по два датчика: один — в кольцевом напра-
влении, а второй — в меридиональном. Датчики, наклеенные
в меридиональном направлении, имели нечетные номера, а в коль-
цевом направлении четные. Расположение датчиков Д на обо-
лочке приводится на рис. 63, а в зоне опорного кольца и на днище
на рис. 65.
80
Л. 76^79
84 88 70 7275383
Т83 *65 Т67 Ъ/ТаГ®
54 56 59358
51 3sb T5S 35752
Jyp w 493 w
,,,Т т*7
W 43 чВ
30 34 36.Зв 45
Т Т Т Т ЗЧО
3133 3537 39
Рис. 65. Схема расположения проволочных датчиков сопротивления в зоне
опорного кольца и на днище каплевидного резервуара.
а — датчики на оболочке в зоне опорного кольца; б — датчики на плите опорного кольца
в плане; в — датчики на ребрах опорного кольца; г — датчики на днище резервуара.
Следует отметить большие затруднения, возникающие при
измерении деформаций металла, омываемого водой, заключа-
ющиеся в необходимости сохранения постоянства сопротивлений
измерительной схемы и датчика с металлом, и требующие надеж-
ной гидроизоляции датчика с выводными проводами. (
После многочисленных проверок была выбрана комбинирован-
ная защита, состоящая из 10—12 слоев эмалита, употребляемого
для окраски легковых автомобилей, слоя солидола толщиной
1—2 см и марли, пропитанной вазелином. Все это защищалось
от размыва насыпкой слоя песка и мелкого гравия толщиной
4—6 см.
167
Для контроля стабильности показаний датчиков, расположен-
ных в воде, пара датчиков была приклеена на отдельной неде-
формирующейся пластинке, помещенной в такие же условия,
как и деформирующиеся датчики.
Перейдем к рассмотрению результатов исследования капле-
видного резервуара.
Прежде всего остановимся на исследовании его геометрической
формы. Результаты измерений величин диаметров резервуара
на девяти уровнях в направлениях с востока на запад и с юга
на север приведены в табл. 22.
Таблица 22
Диаметры резервуара на разных уровнях
Диаметры С востока на за- пад 3 * мм daaeo вн в.ки □ о 1 II 2 л о 1 S « cd „ Ч Рч II Средняя величи- на диаметра £)ср, мм Овальность, % 77-100 °ср 1 * 1 Проектная вели- чина диаметров, мм Наибольшее от- клонение от про- екта, мм Отклонение, %
D. 11991 11 995 4 11 993 0,033 12 014 21 0,175
D« 13810 13 788 22 13 799 0,160 — —
d3 15 432 15 425 7 15 428 0,045 15 500 72 0,465
D* 16 695 16 685 10 16 690 0,060 — —
Ds 17 716 17 672 44 17 694 0,248 17 764 70 0,397
De 18 320 18 256 64 18 288 0,350 — —
Di 18 546 18 460 86 18 503 0.465 18 454 49 0,266
D* 18 270 18 248 22 18 259 0,012 — —
D<> 17 672 17 651 21 17 662 0,012 17 622 40 0,226
Из рассмотрения таблицы следует, что наибольшая овальность
резервуара составляет 86 мм, или 0,465% от среднего диаметра,
а наибольшее отклонение диаметра от проекта равняется 72 мм,
или 0,465%, что значительно превышает величину допускаемых
отклонений, установленных Техническими условиями Гипро-
спецнефти.
Необходимо отметить, что принятая в Технических условиях
величина допусков является необоснованно жесткой и требует кор-
ректировки с учетом практически возможных величин отклонений
до ±100 мм (или около 0,5%) на экваторе. На остальных уровнях
можно допустить отклонения 0,5% от величины соответствующего
диаметра.
При рассмотрении формы днища можно заметить значитель-
ные отклонения от проектного положения, в большей степени
вызываемые трудностью сооружения сферической чаши при
песчаном основании, что безусловно приводит к дополнительным
напряжениям. Этим отчасти и объясняется возникновение трещин
на днище при гидравлическом испытании всех четырех капле-
видных резервуаров.
168
Результаты замеров наибольших величин перемещений дри
заливе резервуара водой до расчетного уровня приводятся
в табл. 23.
Таблица 23
Наибольшие величины перемещений в заполненном водой резервуаре
по показаниям индикаторов
Положение точки Испытание с каркасом Испытание без каркаса
вертикаль- ное переме- щение, мм горизон- тальное перемеще- ние, мм вертикаль- ное переме- щение, мм горизон- тальное перемеще- ние, мм
Выше экватора .... НА 23,6 8,3
На экваторе 17,5 4,3 16,8 3,6
Ниже экватора .... 25,5 9,7 20,9 7,7
У нижнего индикатора 18,4 9,6 20,1 5,5
Анализ характера и величин перемещений позволя вт конста-
тировать следующее.
1. Перемещения, зафиксированные при помощи индикаторов,
отображают не только деформацию точек оболочки под дей-
ствием нагрузок, но и осадку основания. Собственные деформации
оболочки могут быть получены путем вычитания из показаний
индикаторов соответствующей части, связанной с осадкой осно-
вания.
2. Горизонтальные перемещения оболочки значительно меньше
зависят от осадки основания и поэтому достаточно четко характе-
ризуют деформацию оболочки.
3. Величины перемещений точек оболочки при испытаниях
с внутренним каркасом и беэ каркаса близки друг к другу.
4. Перемещения оболочки с учетом осадки основания в общем
невелики и показывают достаточную жесткость самой оболочки
и системы опирания.
Особый интерес представляют перемещения, связанные с ра-
ботой оболочки на вакуум. Результаты соответствующих измере-
ний приведены в табл. 24.
Как видно из таблицы, сразу при создании вакуума проис-
ходит опускание верхней точки оболочки. При этом деформация
оболочки без каркаса, как и следовало ожидать, оказывается
больше, чем при его наличии. Однако по абсолютной величине
разница эта в общем невелика.
Нивелирование корпуса опорного кольца дало следующие
результаты.
1. Плита опорного кольца с самого начала испытания не
была горизонтальной. Разность отметок между наивысшей и наи-
низшей ее точками составляла 15 мм.
2. В дальнейшем по мере увеличения нагрузки резервуар
«садился», причем плита оставалась примерно параллельной
своему начальному положению.
169
Таблица 24
Результаты измерений опускания верхней точки оболочки резервуара
Испытание с каркасом Испытание без каркаса
№ этапа уровень воды, м вакуум, мм вод. ст. опуска- ние верх- ней точ- ки, мм № этапа уровень воды, м вакуум, мм вод. ст. опуска- ние верх- ней точ- ки, мм
7 8 7,50 7,50 0 -300 3,0 7 8 7,50 7,50 0 —350 6,5
9 10 5,07 4,80 0 —300 ’2,0 9 10 4,80 4,80 0 —500 4,0
11 11 2,05 0
12 — — — 12 2,05 —500 8,0
3. ОсаДка плиты опорного кольца с южной стороны (место
ввода продуктопровода) оказалась меньше, чем с противопо-
ложной стороны. Это объясняется отчасти удерживающим влия-
нием продуктопровода, но еще в большей степени наличием
уклона начальной поверхности земли и затоплением участка
строительства с северной стороны весенними йодами.
4. Наибольшая осадка плиты составила 26 лии, а средняя —
от 15 до 17 мм.
Результаты экспериментального исследования напряженного
состояния оболочки и элементов опорного кольца сведены
в табл. 25, в которой приводятся вычисленные значения наи-
больших растягивающих и сжимающих напряжений.
Анализ табличных данных приводит к следующим выводамх.
1. Напряжения, вычисленные по результатам испытаний для
верхней части оболочки (выше опорного кольца), нигде не пре-
вышают 770 кГ/см?, причем кольцевые напряжения, как пра-
вило, больше меридиональных.
2. Напряжения в оболочке в пределах опорного кольца не-
сколько больше, чем в верхней части, но не превышают
1220 кГ'см2-.
3. Напряжения в днище значительно выше, чем в верхней
части оболочки, и доходят до 1770 кГ/см? (сжатие).
Это и явилось, по всей вероятности, причиной образования
трещин в днищах всех четырех резервуаров во время испытания
водой.
1 Здесь даются только краткие выводы. Результаты исследований по-
дробно описаны в книге [30].
170
Таблица 25
Наибольшие растягивающие и сжимающие напряжения
Конструктивные элементы Меридиональные напряжения Кольцевые напряжения
растяги- вающие сжимающие растяги- вающие сжимающие
№ этапа ея g № этапа к Г /см1 2 № этапа 1 кГ/см2 № этапа кГ/см2
Верхняя часть обо- лочки Вар 6 и а н т 520 ска 8 р к а с —160 О м 6 530 8 —60
Оболочка в зоне опор- ного кольца . . . 6 390 7 —60 8 960 7 —60
Днище внутри резер- вуара ...... 6 290 — 6 520 8 —1770
Плита опорного коль- ца 6 400 6 —110 8 610 7 —140
Радиальное ребро опорного кольца 1а 20 7 -540 4 30 6 -13
Верхняя часть обо- лочки Bapi 6 кант 500 без г 12 сарка —80 с а 7 770 10 —80
Оболочка в зоне опор- ного кольца . . . 8 710 8 —140 8 1220 8 —80
Днище внутри резер- вуара 6 320 — — 6 420 6 —690
4. Напряжения в плите и радиальных ребрах опорного кольца
не превыщают 610 кГ/см2.
Из изложенного следует, что в эксплуатационных условиях
(когда нагрузки меньше, чем в этапе 6, по крайней мере, на 10%
из-за разности удельных весов воды и нефтепродуктов) напря-
жения во всех элементах резервуара, кроме днища, будут зна-
чительно ниже допускаемых.
ИССЛЕДОВАНИЯ ВЕРТИКАЛЬНЫХ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ
РЕЗЕРВУАРОВ СО СФЕРОЦИЛИНДРИЧЕСКОЙ КРОВЛЕЙ
Испытание резервуара емкостью 700 м3
Экспериментальные исследования вертикальных цилиндри-
ческих резервуаров со сфероцилиндрической кровлей конструкции
ДИСИ производились на резервуарах емкостью 700 и 2000 м3 *.
1 В экспериментальных исследованиях, кроме автора, принимали уча-
стие сотрудники ВНИИСТ инж. Г. С. Чолоян, И. А. Агуреев, В. С. Влади-
мирский и М. Ф. Кораблева, а также автор конструкции М. И. Ашкинази.
171
Исследование опытного резервуара емкостью 700 м3 проводи-
лось в районе Днепропетровска, в апреле 1958 г.
Этот резервуар, расположенный на 2,5—3 м выше поверхности
земли, на насыпном песчаном основании, был построен в сентябре—
октябре 1957 г. и до момента испытания оставался пустым.
Перед испытанием резервуар был тщательно осмотрен, причем
заметных дефектов не было обнаружено. Геометрическая форма
кровли также не имела заметных отклонений от проекта.
Избыточное давление при испытании осуществлялось путем
подачи воды из водопроводной сети в герметически закрытый
Рис. 66. Схема приспособления для замера избыточного да-
вления в вакууме.
1 — резиновая трубка диаметром 2"; 2 — вентиль диаметром 2"; 3 — пере-
ходная трубка; 4 — U-образная трубка; 5 — переход диаметром 2";
6 — маршевая лестница.
резервуар и доводилось до 2600 мм вод. ст. вместо 1650 мм по
проекту, а вакуум создавался путем слива воды из резервуара
(рис. 66).
Подъем и опускание средней части кровли определялись
нивелированием с кровли соседнего резервуара. Для этого в че-
тырех точках: в вершине (центре) кровли и в трех точках, рас-
положенных от нее на расстоянии 1,5 м по меридианам с углами
между ними, равными 120°, были наглухо закреплены рейки
на специальных кронштейнах (рис. 67, точки Ц, /, II и III).
Осадка или подъем наружного контура днища резервуара
также определялись нивелированием. По контуру днища в 10
местах были приварены плоские металлические пластинки, на
£72
которых устанавливались нивелировочные реики для снятия
отсчетов (рис. 68).
Горизонтальные перемещения
резервуара измерялись при помо-
щи отвесов, для чего по верхнему
контуру кольца резервуара в 10
местах были приварены метал-
лические уголки (консоли), к
которым крепились отвесы, пред-
ставляющие собой проволоку с
подвешенным на ней грузом
(рис. 69). Под отвесами были вы-
копаны ямы глубиной 35—40 см
и в установленные в них ведра с
водой, во избежание колебания
отвесов от ветра, опускались
грузы.
Измерения относительных ли-
нейных деформаций в кон-
структивных элементах резер-
вуара проводились при помощи
проволочных датчиков сопротив-
ления. Во всех точках датчики
наклеивались попарно: один в
меридиональном, другой в коль-
цевом направлениях.
верхнего кольца жёсткости
Рис. 67. Схема расположения ни-
велировочных реек на вершине
кровли резервуара.
I, 1Г, III, Ц — нивелировочные рейки,
установленные по контуру централь-
ного круга кровли и в центре; 1—24—
лепестки кровли.
В
Рис. 68. Схема распо-
ложения анкерных
болтов и пластинок по
контуру днища резер-
вуара для измерения
вертикальных пере-
мещений (нивелиро-
вание).
I — анкерные консоли;
II — пластинки для
установки на них ниве-
лировочных реек; III —
продуктопровод; IV —
люк.
173
Как для кровли, так и для нижнего пояса корпуса, у днища
резервуара датчики, наклеенные в кольцевом направлении,
имеют четные, а в меридиональном нечетные номера. В первом
случае напряжения обозначались ау, во втором — ах.
Рис. 69. Схема расположения от-
весов для измерения горизонталь-
ных перемещений верхнего коль-
ца жесткости резервуара.
а — разрез резервуара; б — план
кровли резервуара. 1—11 — консоли
для отвесов; 12 — проволока отвеса;
13 — линейки с миллиметровыми деле-
ниями, прикрепляемые к корпусу резер-
вуара; 14 — груз; 15 — ведра с водой.
ного давления, вакуума или i
Датчики были наклеены также
на анкерных болтах.
Всего было наклеено 146 ак-
тивных датчиков.
Для исключения влияния из-
менения температуры в схему
включались также температурно-
компенсационные датчики, число
которых равнялось числу актив-
ных датчиков.
Датчики применялись с базой
20 мм и омическим сопроти-
влением, равным 195—200 ом,
и изготовлялись на ацетоновом
клею из константановой прово-
локи диаметром 30 мк.
Схема расположения датчиков
показана на рис. 70.
В результате исследования
вертикальных перемещений резер-
вуара было установлено следу-
ющее.
1. Перед началом испытания
наружный контур днища резер-
вуара находился не в горизон-
тальном положении. Разность
отметок между наивысшей и наи-
низшей его точками по контуру
днища составляла 180 мм.
2. Вертикальные перемеще-
ния наружного контура днища
резервуара оказались неравно-
мерными. Их величина по абсо-
лютному значению увеличивается
по мере возрастания избыточ-
зышения уровня жидкости в резер-
вуаре.
3. Наибольшая осадка составляет 13 мм, а средняя —
около 5 мм:
Горизонтальные перемещения верхнего кольца жесткости от
испытательных нагрузок определялись по этапам исследований
путем измерения стальной линейкой расстояний от заранее от-
меченных мест на первом поясе корпуса резервуара до прово-
локи отвеса.
174
Из рассмотрения величин горизонтальных перемещений точек
верхнего кольца жесткости следует.
1. Начальное положение кольца имеет отклонение от проект-
ной (круглой) формы в пределах от —1 до +5 мм.
2. Под воздействием избыточного давления в 2500 мм вод. ст.
и уровне воды 3,8 м произошло увеличение диаметра, округление
кольца и приближение его к проектной форме. Отклонение ог
круга составляет 4 мм (в наружную сторону).
з
Рис. 70. Схема расположения датчиков сопротивления на кровле резервуара
емкостью 700 л3.
а — план кровли с указанием мест колодок с датчиками; б — расстояние между датчиками
в меридиональном направлении; в—'расположение датчиков иа кровле и верхнем узле
резервуара; а — план кольца жесткости и сопряжение секторов кровли с кольцом; а,—
расположение датчиков в узле сопряжения корпуса с днищем и в зоне анкерных консолей.
I — датчики на кольце; II — ребра жесткости.
3. При снятии этого избыточного давления в кольце остались
остаточные деформации, следовательно напряжения в некоторых
точках достигли предела текучести. В общей массе точек, однако,
напряжения остались ниже предела текучести.
4. При дальнейшем испытании при избыточном давлении
в 2400 мм вод. ст. и уровне воды 6 м форма кольца практически
приблизилась к кругу.
5. При снятии избыточного давления форма кольца не пол-
ностью вернулась к предыдущему состоянию, что указывает на
наличие и в этом случае пластических деформаций.
6. При создании вакуума в 300 мм вод. ст. (собственно. ва-
куум за вычетом снеговой и теплоизоляционной нагрузок соста- г
влял при этом 185 мм) форма кольца отклонилась от круглой.
175
Кроме того, произошло отклонение резервуара от вертикали
и смещение кольца жесткости в пространстве.
Как и следовало ожидать, при вакууме наблюдается тенденция
к потере устойчивости, однако потери устойчивости не наблю-
далось.
Отклонение от круглой
формы было в общем не-
большим и колебалось в
пределах от —9 до -|-10 мм.
Таким образом, можно
считать, что верхнее кольцо
жесткости при избыточном
давлении и вакууме, значи-
тельно превосходящих про-
ектные, имеет достаточную
прочность и устойчивость
для случая эксплуатацион-
ных нагрузок.
При исследовании гео-
метрической формы сферо-
цилиндрической кровли необ-
ходимо было до начала
испытаний установить ее фак-
тическую форму.
Измерения геометриче-
ской формы производились от
натянутых проволок, кото-
рые были закреплены на
Рис. 71. Схема приспособлений для из-
мерения геометрической формы кровли
резервуара.
а — план кровли с указанием направления
натянутых проволок; б — разрез кровли.
1 — проволоки; 2 — стойки, приваренные к
кольцу жесткости; А — центральная стойка.
специальных стойках, зара-
нее приваренных на кольце
жесткости и в центре кровли
(рис. 71). Расстояние от про-
волоки до центра кровли и
кольца жесткости у стоек
оставалось постоянным.
После сопоставления фактической формы кровли резервуара
до испытания с проектной выявилось, что в некоторых местах
имеются отклонения формы кровли от проектной, но не превыша-
ющие 10—20 мм по вертикали.
Чтобы иметь возможность определить величину абсолютного
перемещения пентра кровли в процессе испытания, на каждом
этапе исследования одновременно производились также измерения
вертикального перемещения центра кровли и корпуса резервуара.
В результате исследования геометрической формы кровли
установлено следующее.
1. При избыточном давлении, равном 2500 мм вод. ст., про-
исходит опускание центральной части кровли; величина опу-
скания доходит до 26 мм. Торовые же части кровли, наоборот,
176
йоДциМайтся до 9 мм, что свидетельствует о превалируйщем
влиянии избыточного давления на торовые части кровли, заста-
вляющие центральную ее часть опускаться.
2. После снятия избыточного давления кровля не вернулась
к первоначальному положению. Следовательно, в ней при избы-
точном давлении 2500 мм вод. ст. имелись частичные пласти-
ческие деформации.
3. При повторном испытании на избыточное давление
2400 мм вод. ст. деформация центра кровли с качественной стороны
осталась прежней, но величина ее стала меньшей, равной 6 мм.
t 4. Геометрия кровли при заливе резервуара водой до высоты
6 м (без избыточного давления) отличается от первоначальной,
что указывает на влияние высоты залива жидкости на кровлю.
5. Вакуум 300 мм вод. ст. заставляет всю кровлю, за исклю-
чением отдельных точек, опускаться. Величина опускания дости-
гает 18 мм.
6. Примененная методика исследования геометрической формы
достаточно четко выявила качественную и количественную сто-
роны перемещений кровли под действием избыточного давления
и вакуума.
Исследования напряженного состояния несущих элементов
резервуара, результаты которых сведены в табл. 26, показали
следующее.
1. Наибольшие меридиональные напряжения имеют место
в торовой части кровли; для наружных фибров оболочки эти
напряжения являются растягивающими и достигают 2240 кГ/см2.
2. : Кольцевые (фибровые) напряжения в этих же точках имеют
значения до 1800 кГ/см2 и также являются растягивающими.
3. Кольцевые напряжения в области точек перехода одной
кривизны в другую сжимающие; их значения до 2300 кГ/см2.
4. В пологой части кровли как в меридиональном, так и
в кольцевых направлениях, имеются сжимающие и растягивающие
напряжения без какой-либо определенной закономерности: в коль-
цевых направлениях от -(-1170 до —2300 кГ/см?, а в меридио-
нальных направлениях от 4-1060 до —1200 кПсм2.
5. Напряжения в кровле от испытания ее на вакуум
300 мм вод. ст. являются сжимающими и не превосходят
300 кПсм2.
Для определения напряжений, возникающих в узле сопря-
жения корпуса резервуара с днищем, на двух участках было
смонтировано по шести пар проволочных датчиков сопротивления
(рис. 70, д). Из них три пары располагались в непосредственной
близости от консолей для крепления анкерных болтов, а осталь-
ные наклеивались на корпусе, между анкерными консолями.
Показания датчиков дали следующие результаты.
Наибольшие растягивающие напряжения достигают величины
1470 кПсм?, а сжимающие 1860 кГ/см\ что не превышает рас-
четных величин. Показания других датчиков и сравнение пока-
12 Заказ 863.
' 177
Таблица
Фибровые напряжения (в кГ/сл?) в конструктивных элементах
резервуара емкостью 700 л«8
Конструк- тивные элементы Нагрузка Наибольшие напряжения Средние напряжения
в меридио- нальном на- правлении в кольцевом направлении в меридио- нальном на- правлении в кольцевом направлении
растя- жение сжа- тие растя- жение сжа- тие растя- жение сжа- тие растя- жение сжа- тие
Нижний узел //=6,0 м Р =2400 мм 1400 I860 1470 570 900 1000 900 250
77=3,8 м 2200 —- 3000 1030 860 1050
Верхнее кольцо #=6,0 м р =2400 мм 530 230 500 250 250 — 310 —
жест- кости Н—9,0 м Р =—300 мм 300 480 330 470 120 215
Торовая часть }1—'3,8 м Р =2500 мм 2040 — 1800 — 860 — 770 —
кровли Н=6т0 м р =2400 мм 2240 560 1110 1800 580 135 570 510
77=9,0 м Р= —300мм 190 320 190 400 — — ——
Кровля в области //=3.8 м Р =2500 мм 1120 860 350 2300 740 590 225 1680
перехода одной 77=6,0 м р =2400 мм 380 1020 — 2500 240 530 — 1350
кривиз- ны к другой 77=9,0 м Р ——300 мм 500 430 420 350 400 250 290 230
Сфероци- линдри- Д'=3,8 м Р =2500 мм 1060 1200 1170 2300 1000 590 360 —•
ческая часть #=6,0 м Р=2400 мм 590 1550 330 1040 300 610 290 380
кровли Н=9,0 м Р =—ЗОО.м.м 390 250 310 250
Анкер- ные болты 77=6,0 м Р =2400 мм — 1960 — — — — 950 —
178
§аний датчиков Двух уЧасТКов позволяют сделать вывод о том,
что не возникает опасных напряжении, превосходящих предел
текучести металла, от йриварки анкерных консолей к первому
поясу корпуса резервуара.
Аналогично для выявления напряженного состояния анкер-
ных болтов на пяти из них параллельно осям были наклеены
пять пар проволочных датчиков.
Из показаний датчиков следует, что фибровые напряжения,
возникающие в анкерных болтах под действием избыточного
давления, не превосходят 1960 кГ!см?. Осевые напряжения ока-
зались значительно ниже и не превышают допускаемых для стали
марки Ст.З.
Анализ напряженного состояния приводит к следующим
выводам.
1. Ввиду того что фактически/ величины избыточного да-
вления выше расчетного, можно считать, что при проектных
Давлениях напряжения будут значительно ниже предела теку-
чести.
2. Наиболее напряженным элементом в резервуаре являются
нижний узел и зона болтов.
3. Поскольку в нижнем узле преобладают напряжения изгиба,
то, как и следовало ожидать, меридиональные напряжения ока-
зываются больше кольцевых. Средние растягивающие мериди-
ональные напряжения не превышают 900 кГ/см2, а сжимающие—
1000 кГ!ся&, что значительно меньше допускаемых напряжений.
4. В верхнем кольце жесткости зафиксированы только рас-
тягивающие напряжения, в среднем до 1050 кПсм?, которые
также значительно ниже допускаемых.
5. Средние значения напряжений во всех элементах кровли
как в торовой части, так и в сфероцилиндрической, ниже допу-
скаемых, причем напряжения в меридиональном и кольцевом
направлениях мало отличаются друг от друга.
Однако в отдельных точках кровли, в особенности в торовой
части, зафиксированы напряжения, приближающиеся к пределу
текучести.
6. Средние напряжения в болтах не превышают 950 кГ/сл2,
т. е. ниже допускаемых для стали марки Ст.З.
Испытание резервуара емкостью 2000 л3
Исследование резервуара емкостью 2000 л3, построенного
в сентябре — октябре 1957 г. в районе Днепропетровска, прово-
дилось в сентябре 1958 г. До момента испытания резервуар
был заполнен нефтепродуктом. В ноябре 1957 г. он был испытан
на гидростатическое и избыточное давление, вследствие чего на
торовой части кровли в семи местах образовались вмятины,
которые до начала исследований были покрыты приваренными
к кровле стальными листами.
12*
179
Для увеличения устойчивости Кровли была установлена Цен-
тральная стойка; верхний ее конец жестко крепился к центру
кровли, а нижний — свободно скользил в башмаке, приваренном
к днищу, под воздействием избыточного давления или вакуума.
Резервуар был тщательно осмотрен, причем заметных откло-
нений от проекта при обследовании геометрической формы кровли
не было обнаружено.
При испытании резервуара величина избыточного давления
доводилась до 2000 мм вод. ст., вместо 1650 жж вод. ст., пред-
усмотренных проектом.
Временная вертикальная нагрузка на сфероцилиндрическое
покрытие была заменена вакуумом 200 жж вод. ст., создавшимся
путем слива воды из герметически закрытого резервуара, ана-
логично тому, как это было сделано при испытании резервуара
емкостью 700 ж3. Чтобы воздействие вакуума не сказывалось
на корпусе, резервуар заполнялся водой до верхнего кольца
жесткости, т. е. на 9,1 ж.
Измерения величин избыточного давления и вакуума произво-
дились так же, как и при испытаниях резервуара емкостью 700 ж3.
Вертикальные и горизонтальные перемещения, возникающие
при испытании под воздействием нагрузок в разных точках по-
верхности резервуара, измерялись разными способами.
Подъем и опускание центра кровли определялись нивелиро-
ванием с соседнего резервуара.
Для определения изменений геометрической формы кровли
от тех же нагрузок в двух взаимно перпендикулярных направле-
ниях протягивались через центр четыре тонкие проволоки. Каждая
проволока одним концом крепилась к центральной стойке, а дру-
гая — к стойке, закрепленной на кольце жесткости. Через каждые
25—100 сж с точностью до 1 жж измерялись расстояния по вер-
тикали от проволок до соответствующих, заранее отмеченных
точек кровли.
Осадка или подъем наружного контура днища резервуара
определялась нивелированием. Для этого заранее по контуру
днища в четырех местах были приварены плоские металлические
пластинки, на которые ставились нивелировочные рейки для
снятия отсчетов.
Горизонтальные перемещения наружного контура резервуара
находились при помощи отвесов, закрепленных на металлических
уголках (консолях), приваренных в восьми местах по контуру
кольца жесткости.
Относительные линейные деформации в конструктивных эле-
ментах резервуара измерялись посредством проволочных датчиков
сопротивления.
Всего на резервуаре было наклеено 116 активных датчиков.
Схема их расположения показана на рис. 72.
Для исследования напряженного состояния анкерных болтов
на трех болтах также были наклеены датчики.
180
г
Рис. 72. Схема расположения проволочных датчиков сопротивления на кровле резервуара емкостью 2000 л8,
а — план кровли с указанием мест колодок с датчиками; б — расстояние между датчиками в меридиональном направлении;
в — расположение датчиков на лепестке № 2 кровли (южное направление) и в верхнем узле; г — расположение датчи-
ков на лепестке № 20 кровли (северное направление) и в верхнем узле.
Из рассмотрения результатов измерений вертикальных пере-
мещений резервуара следует.
1. Перед началом испытания наружный контур днища резер-
вуара находился не в горизонтальном положении. Разность
отметок между наивысшей и наинизшей точками по контуру
равнялась 50
2. Вертикальные перемещения наружного контура днища
резервуара неравномерны.
3. По абсолютному значению они увеличиваются по мере
возрастания избыточного давления, вакуума или повышения
уровня жидкости в резервуаре.
4. Наибольшая осадка составляет 26 лии.
Горизонтальные перемещения верхнего кольца жесткости
определялись путем измерения стальной линейкой расстояний
от заранее отмеченных мест на первом поясе резервуара до про-
волоки отвеса. Рассмотрение результатов измерения приводит
к следующим выводам.
1. Начальное положение кольца жесткости имеет отклонение
от проектной (круглой) формы в пределах от -ф-Ю до —21 .и.м
(знаком плюс отмечены отклонения в наружную сторону).
2. Под воздействием избыточного давления в 1930 .м.м вод. ст.
и уровне воды 1,5 м (I этап) форма кольца приближается к про-
ектной (отклонения от —1 до 4-7 мм).
3. При снятии избыточного давления (II этап) отклоне-
ния колебались в разных точках измерения от 4-10 до
—12 мм.
к. При поднятии уровня воды в резервуаре до 9,1 м, т. е.
до кольца жесткости без внутреннего давления (III этап), форма
кольца осталась почти такой же, как и во втором этапе.
5. При уровне воды 9,1 м и избыточном давлении
1000 мм вод. ст. (IV этап) форма кольца приблизилась к про-
ектной — максимальное отклонение в одной точке составило
4-5 льм.
6. При том же уровне воды и избыточном давлении
2000 .и вод. ст. (V этап) форма кольца приблизилась к кругу,
т. е. к проектной форме.
7. После снятия избыточного давления (VI этап), в некоторых
точках измерения кольцо не приняло прежнюю форму, что ука-
зывает на наличие пластических деформаций.
8. При создании вакуума в 170 мм вод. ст. (VII этап) форма
кольца значительно отклонилась от проектной.
После сопоставления фактической формы кровли резервуара
с проектной выяснилось, что по всей поверхности кровли имеются
отклонения от проекта порядка до 100—150 мм по вертикали.
Анализ величин перемещений кровли, имеющий центральную
стойку, показывает следующее.
1. Центр кровли во всех этапах испытания как при избыточном
давлении, так и при вакууме по сравнению с начальным положе-
на
пием поднялся; для случая вакуума это может быть объяснено
влиянием торовой части на центральную.
2. При создании избыточного давления 1930 мм вод. ст. и
уровне залива водой 1,5 м (I этап) сферическая часть кровли
поднялась. Величина подъема центра кровли доходила до 82 мм,
а средней части, между центром кровли и торовой частью, до
97 мм. Торовая часть в этой стадии исследования в разных напра-
влениях измерения деформировалась по-разному: в южном на-
правлении торовая часть поднялась, в северном, восточном и
западном направлениях — опустилась.
3. На том же этапе испытания кольцо жесткости на северной
и восточной сторонах деформировалось в наружную сторону,
т. е. в нем появились растягивающие напряжения. Наоборот,
на юго-западной и западной сторонах кольцо оказалось сжатым.
Поэтому в тех зонах кольца, в которых происходила перемена
знаков от сжатия к растяжению были зафиксированы вмятины
в торовой части кровли.
4. При повторном создании избыточного давления (V этап)
2000 мм вод. ст. и уровне воды 9,1 м величина подъема примерно
в 2 раза уменьшилась, и никаких вмятин не образовалось.
5. При наличии вакуума величиной 170 мм вод. ст. (VII зтап)
центральная часть кровли поднялась на 33 мм, а средняя часть
опустилась на 138 мм.
Результаты измерений по исследованию напряженного состоя-
ния в элементах резервуара сведены в табл. 27. В ней приведены
величины наибольших фибровых напряжений в отдельных точках
кровли и верхнего кольца жесткости, вызванных испытательными
нагрузками.
Из рассмотрения таблицы видно, что эти напряжения полу-
чились сравнительно большими, но все же ниже предела теку-
чести стали.
Также значительно ниже предела текучести оказались и
средние напряжения, взятые по показаниям большинства датчиков.
Следует отметить, что датчики наклеивались с определенным
шагом и поэтому не всегда могли попасть в те точки, в которых
по измеренным перемещениям были обнаружены остаточные
деформации.
Анализ напряженного состояния приводит к следующим
выводам.
1. В кровле резервуара наиболее напряженной является
торовая часть. Наибольшие растягивающие меридиональные на-
пряжения при избыточном давлении 1930 мм вод. ст. здесь дохо-
дят до 2040 кГ/см2, а средние — до 1610 кГ/см2, т. е. для случая
расчетных нагрузок, напряжения оказываются ниже допускаемых
для стали марки Ст..З.
2. Кольцевые растягивающие напряжения в торовой части
меньше меридиональных и меньше допускаемых. Среднее их
значение составляет 1400 кГ/см\
183
Таблица 27
Фибровые напряжения (в кГ/см*) в конструктивных элементах
резервуара емкостью 2000 м3
Конструк- тивные элементы Нагрузка Наибольшие напряжения Средние напряжения
в меридио- нальном на- правлении в кольцевом направлении, в меридио- нальном на- правлении в кольцевом направлении
растя- жение сжа- тие растя- жение сжа- тие растя- жение сжа- тие растя- жение сжа- тие
Верхнее кольцо Н= 1,5 м Р = 1930 мм 230 620 1770 2690 230 590 470 1300
жестко- сти Н= 9,1 м Р = 0,0 мм — 390 1950 420 260 750 260
Н= 9,1 м Р = 2000 мм 1050 1440 2650 1060 1050 970 1020 880
Н—$,[ м Р = —170 мм 1640 640 2230 730 1560 560 1450 420
Торовая часть Н= 1,5 м Р— 1930 мм 2040 860 1530 1690 1610 650 1400 1050
кровли Ti = 9,1 м Р = 0,0 мм 510 310 590 840 470 190 510 270
Н= 9,1 м Р = 2000 мм 2100 750 1730 660 1060 750 1180 370
Н= 9,1 м Р = —170 мм 2300 530 2350 730 1840 380 1680 570
Сферо- цилин- Н= 1,5 м Р = 1930 мм 2620 2040 1910 1450 1200 740 970 610
дриче- ская Н= 9,1 м Р = 0,0 мм 1270 1760 990 640 420 680 380 350
часть кровли H=$,i м Р = 2000 мм 2250 1400 1600 2000 820 730 810 780
Н= 9,1 м Р = —170 мм 2570 1320 1150 1260 810 650 670 680
Анкер- ные Н= 1,5 м Р — 1930 мм 1410 850
болты
184
3. Значительные растягивающие напряжения в торовой части
зафиксированы при вакууме 170 мм вод. ст., причем наибольшие
значения как в меридиональном, так и в кольцевом направлениях
примерно одинаковы и равны 2300 кПсм2. Сжимающие мериди-
ональные и кольцевые напряжения также близки друг другу
ине превышают 730к/7с.и2 (без учета продольного изгиба). Однако
случаи местной потери устойчивости указывают на то, что
эти напряжения по устойчивости близки к критическим.
4. Картина напряженного состояния сфероцилиндрической
части кровли более пестрая. Как указывалось выше, это связано
с наличием местных отклонений от проекта и нахлесточных швов.
Средние значения растягивающих напряжений здесь ниже
допускаемых и не превышают 1200 кПсм2, а средние значения
сжимающих напряжений не превышают 780 кПсл&.
5. Верхнее кольцо жесткости в некоторых зонах оказалось
растянутым, а в других — сжатым.
Большое сжимающее напряжение (табл^ 27) было обнаружено
в кольцевом направлении как от избыточного давления 1930 мм
вод. ст. (2690 кГ/см?'), так и от вакуума 170 мм вод. ст. (2230 кГ/см2).
В этих точках могла быть текучесть металла. Среднее значение на-
пряжения сжатия в кольцевом направлении 1300 кПсм2. Растяги-
вающие напряжения в кольце в общем ниже допускаемых на-
пряжений; наибольшие средние их значения равны 1050 кГ1см\
6. Напряжения в анкерных болтах оказались значительными;
наибольшие напряжения составляют 1410 кГ/см2, а средние
значения равны примерно 850 кПсм2.
Одновременно для сопоставления с результатами испытания
было произведено также теоретическое исследование напряжен-
ного состояния резервуаров емкостью 700, 1000 и 2000 м3.
Расчет резервуара емкостью 2000 м3 проводился по методу
предельных состояний (см. стр. 185). Аналогичные расчеты были
выполнены и для резервуаров емкостью 700 и 1000 м3.
Расчеты производились по единой методике с одинаковыми
расчетными коэффициентами, при одном и том же избыточном
давлении 1800 мм вод. ст. Полученные значения теоретических
напряжений в конструктивных элементах резервуаров сведены
в табл. 28.
Из рассмотрения этой таблицы можно сделать следующие
выводы.
1. Наиболее напряженными элементами резервуаров являются
зоны нижнего кольца жесткости, корпус резервуара и анкерные
болты. Во всех этих случаях, однако, напряжения оказались ниже
значений расчетного сопротивления стали марки Ст.З (2100 кГ/см2).
2. Из сопоставления напряженного состояния трех резервуа-
ров следует, что в резервуаре емкостью 700 м3 напряжения
меньше, а устойчивость больше. Это означает, что резервуар
указанной емкости имеет относительно большой запас прочности
и устойчивости.
185
Таблица 28
Теоретические значения напряжения в элементах
резервуаров емкостей
Элементы резервуара Емкость резервуара, л«3
.700 1000 2000
Сфероцилиндрическая часть
кровли 350 420 410
Торовая часть кровли . . . —340 —400 —410
Нижнее кольцо жесткости 1540 2060 2140
Корпус резервуара .... 1200 1430 1320
Анкерные болты Верхнее кольцо жесткости (коэффициент запаса на 1360 1200 1370
устойчивость) 10,3 3,0 4,2
3. Напряженное состояние кровли показывает, что при из-
быточном давлении 1800 мм вод. ст. сфероцилиндрическая часть
кровли растянута, а торовая часть сжата.
Абсолютные значения напряжений, хотя и небольшие, но
в торовой части, где это связано с устойчивостью, приближаются
к критическим. Как показали экспериментальные исследования,
в резервуаре емкостью 700 ма устойчивость торовой части доста-
точна; в резервуаре же емкостью 2000 л3 местная устойчивость
не обеспечена. Для повышения запаса устойчивости последнего
необходимо усилить торовую часть увеличением ее толщины или
увеличить жесткость верхнего кольца.
На основании анализа результатов экспериментальных и
теоретических исследований можно сделать следующие общие
выводы и практические предложения.
1. Резервуар со сфероцилиндрической кровлей конструкции
ДИСИ без центральной стойки емкостью 700 мэ, испытанный
на расчетное гидростатическое давление и избыточное давление
2600 мм вод. ст. (вместо 1650 мм вод. ст. по проекту) и вакуум
(для кровли) 185 мм вод. ст. (вместо 30 мм вод. ст. по проекту),
успешно выдержал все испытательные нагрузки, значительно
превышающие проектные, без заметных признаков нарушения
прочности или деформативности резервуара. Резервуары этой
конструкции рекомендуются для хранения светлых нефтепро-
дуктов под избыточным давлением до 2000 aiai вод. ст. и ваку-
умом ДО 100 Л1Л1 вод. ст.
Центральная стойка для этого резервуара при указанных
выше величинах избыточного давления и вакуума не требуется
и может быть поставлена по эксплуатационным соображениям.
В последнем случае величина вакуума может быть повышена
до 150 мм вод. ст.
186
2. Резервуар со сфероцилиндрической кровлей конструкции
ДИСИ емкостью 2000 л* 8, испытанный на расчетное гидростати-
ческое давление и избыточное давление 2000 мм вод. ст. (вместо
1650 мм вод. ст. по проекту) и вакуум 85 мм (вместо 30 мм вод. ст.
по проекту), успешно выдержал испытательные нагрузки, зна-
чительно превышающие расчетные, без нарушения прочности
резервуара.
Однако в резервуаре с центральной стойкой при избыточном
давлении 1930 мм вод. ст. в двух местах торовой части появились
вмятины глубиной 10—15 см, шириной 40—60 см и длиной 80—
100 см, что указывает на необходимость усиления торовой части
для обеспечения устойчивости.
Резервуары подобной конструкции целесообразны для хране-
ния светлых нефтепродуктов под избыточным давлением до
1300 мм вод. ст. и вакуумом до 50 мм вод. ст.
При изменении радиуса кривизны торовой части в сторону
увеличения или при ее усилении расчетное давление может быть
повышено до 1800 хи вод. ст.
3. Резервуар емкостью 1000 at8 (проект) с центральной стой-
кой по данным расчета может быть рекомендован для хранения
светлых нефтепродуктов под избыточным давлением до
1800 мм вод. ст. и вакуумом 50 мм вод. ст.
ИССЛЕДОВАНИЯ ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ РЕЗЕРВУАРОВ
С ЦИЛИНДРИЧЕСКИМИ ДНИЩАМИ
Методика экспериментальных исследований
Экспериментальное исследование горизонтального резервуара
емкостью 50 at8 было проведено в 1952 г. ВНИИСТ с участием
автора конструкции.
В 1958 г. проводилось исследование двух резервуаров ем-
костью 75 м3 каждый и двух резервуаров емкостью по 100 м3 х.
В соответствии с целями эксперимента исследование напря-
женного состояния резервуара емкостью 50 at3 проводилось
в упругой стадии и в упруго-пластической стадии до появления
трещины, т. е. до разрушения.
Для испытания резервуар наполнялся водой, после чего при
помощи ручного гидравлического насоса создавалось избыточное
давление. При избыточном давлении вверху резервуара, равном
5,0 кПсм?, в одном из швов, сопрягающих днище с корпусом,
появилась трещина, определившая разрушающую нагрузку.
Радиальные перемещения точек поверхности резервуара из-
мерялись индикаторами е точностью до 0,01 мм.
1 В экспериментальных исследованиях принимали участие сотрудники
ВНИИСТ инж. Г. С. Чолоян, М. И. Авдеева, П. А. Агуреев, В. С. Влади-
мирский, М. Ф. Кораблева и Я. Б. Коцик, а также автор конструкции
В. Н. Лессиг.
187
Относительные линейные деформации листов резервуара в двух
взаимно перпендикулярных направлениях определялись при
помощи проволочных датчиков сопротивления с базой 20 мм.
Для контроля указанные деформации в нескольких точках
измерялись также рычажными
Всего было установлено 60
трольных.
При испытании резервуаров
программой предусматривалось
тензометрами с базой 20 мм.
датчиков: 58 рабочих и 2 кон-
емкостью 75 и 100 м3 рабочей
создание избыточного давления
Рис. 73. Схема расположения индикаторов на резервуарах № 3 и 4.
а — резервуар № 3; б — резервуар № 4.
1—11 — индикаторы.
1,4 кГ/см? и вакуума 1000 ли вод. ст. В действительности вакуум
достигал 1700 мм вод. ст., а в отдельных случаях 2300 мм вод. ст.
Избыточное давление измерялось обычным манометром, рас-
считанным на измерения давлений до 1,6 ат.
Вакуум измерялся при помощи специально изготовленной
U-образной трубки, соединенной со штуцером на крышке люка
посредством резинового тонкостенного шланга. Рабочей средой
в трубке являлась вода, подкрашенная небольшим количеством
чернил. В качестве шкалы использовалась обычная геодези-
ческая нивелирная рейка, обеспечивающая достаточную точ-
ность измерений.
Вертикальные и горизонтальные перемещения корпуса, возни-
кавшие под действием испытательных нагрузок, определялись
при помощи индикаторов и стальной линейки измерением рас-
стояний от натянутых проволок до поверхности резервуаров.
188
Для измерений вёрДикальныХ йерёмещений в двух йойерей-
ных сечениях корпуса были установлены четыре индикатора
(рис. 73). Горизонтальные перемещения измерялись в одном
центральном сечении резервуара двумя индикаторами. Кроме
того, определялись также горизонтальные перемещения цилин-
дрического днища; расположение применявшихся для этого
трех индикаторов видно из того же рис. 73.
Измерение радиальных перемещений днища осуществлялось
двумя индикаторами, установленными в зоне стыков швов днища
с корпусом под углом 45° к горизонтальной плоскости.
Рис. 74.
а — схема расположения точек на корпусе и проволок для замеров геометрической формы
резервуаров № 1 и 2; б — схема расположения точек на корпусе и проволок для замеров
геометрической формы резервуаров № 3 и 4.
I — левая проволока; II — верхняя проволока; III — правая проволока.
I—8 — точки, в которых измеряются отклонения геометрической формы оболочки в про-
цессе испытания; I—6 и з—5 — точки, в которых замеряются отклонения геометрической
формы оболочки в процессе испытания.
Всего на каждом резервуаре было установлено по 11 инди-
каторов. Все они укреплялись на специально изготовленной
деревянной конструкции, не связанной с самим резервуаром.
Вдоль каждого резервуара по трем образующим была натя-
нута стальная проволока. Две проволоки располагались в гори-
зонтальной диаметральной плоскости резервуара и одна сверху —
вдоль его образующей (рис. 74). 1
Проволоки натягивались между отдельно стоящими и закре-
пленными столбами. Чтобы избежать изменения длины и натя-
жения каждой проволоки от температурных колебаний только
один ее конец наглухо закреплялся на столбе; на второй конец,
пропущенный через ролик, подвешивался груз.
189
Рис. 75. Схема расположения
электрических датчиков сопро-
тивления на резервуарах № 1,
2, 3 и 4 (в плане).
Цифры в скобках относятся к датчикам,
наклеиваемым в нижней части оболочки.
Рис. 76. Схема расположения дат-
чиков, наклеенных на внутренней
стороне стенки резервуара № 3.
Рис. 77. Схема расположения .дат-
чиков на диафрагмах резервуаров
№ 3 и 4.
В скобках указаны номера датчиков, на-
клеенных на резервуаре № 4.
вид по стрелке А
Рис. 78. Схема расположения дат-
чиков в зоне опор резервуаров
№ 2 и 3.
190
tta резервуаре при помощи керна отмечались точки замера,
а соответствующие им точки на проволоке отмечались закрепле-
нием на ней проволочных узелков. Замеры проводились при
помощи полуметровой стальной линейки с ценой деления 1 мм.
Для измерения относительных линейных деформаций в кон-
структивных элементах четырех опытных резервуаров приме-
нялись проволочные датчики сопротивления. Ввиду симметрич-
ности резервуара они устанавливались в пределах половины
его поверхности. При этом в каждой точке были наклеены по
два датчика: вдоль образующей и в кольцевом направлении.
Также попарно наклеивались датчики и по линии пересече-
ния двух оболочек (основной оболочки и днища), одни из них
были направлены вдоль шва, а вторые — вдоль образующей.
Схемы расположения датчиков приведены на рис. 75—78.
Испытание резервуара емкостью 50 л3
Экспериментальное исследование напряженного состояния по-
казало, что как при заполнении резервуара водой, так и при
избыточных давлениях до 2 кГ/сл2 мембранные напряжения в кор-
пусе и местные напряжения в местах соединения днища с корпу-
сом оказываются не больше 1240 кПсм? (табл. 29). При больших
избыточных давлениях местные напряжения в отдельных точках
превышают предел текучести.
Таблица 29
Напряжение в резервуаре емкостью 50 м3
Напряжения Заполнение водой Избыточное давление 1 кГ j см'1 Избыточное давление 2 кГ/см3
Ох Оу Ох Оу Ох Оу
Мембранные в корпусе Мембранные в днище Местные в сопряжении днища с корпусом 4-480 —200 4-750 4-380 —280 —520 4-660 —290 4-620 4-480 4-430 —380 4-820 -670 4-1240 4-780 4-570 —860
Прогиб в середине пролета резервуара, заполненного водой,
был равен 1,92 мм, т. е. 1/3000 пролета. Осадка опоры при этом
составила 0,3 мм (рис. 79).
Радиальное перемещение при избыточном давлении 3,2 кГ/смг
достигло 7,51 мм, после чего индикаторы были сняты.
Горизонтальное перемещение середины днища (вдоль оси
резервуара) при заполнении водой равнялось 1,63 мм, а при
избыточном давлении 3,2 кГ/см2 составляло 10,90 мм.
В процессе испытания резервуара избыточным давлением
радиальные перемещения увеличивались. При этом отдельные
191
ймятины выпрямлялись, а напряженное состояние интенсифици-
ровалось в первую очередь за счет местных напряжений в зоне
шва сопряжения корпуса с днищем.
Испытание показало, что диафрагмы внутри резервуара испы-
тывали высокие напряжения. Сварные соединения элементов
диафрагм начали разрушаться
5 еще в процессе наполнения ре-
Е-зервуара. Разрыв оболочки на-
чался в околошовной зоне сопря-
жения при давлении около
5 Трещина длиной 1,4 м
а
Этап О
Этап 1-0
Этап2-0
Этап^-О
pnJjxJICM1
ЗтапО-О
р=2.0 кГ/см2
ЭтапЭО
р£вкГ/смг
ЭГпапЭ-О
[пЗ^кГ/си-
прошла вдоль края сварного шва
со стороны корпуса (рис. 80). Наи-
Рис. 80. Место разрушения ре-
зервуара.
1 — корпус; 2 — днище.
Рис. 79. Кривые прогиба резервуара
под действием избыточного давления и
веса воды.
а — резервуар и расположение индикаторов;
б — кривые прогиба резервуара.
Примечание. Этап 1—о — резервуар,
заполненный наполовину; этап 2—о и даль-
нейшие этапы — резервуар, наполненный до-
верху и под разным давлением.
большая ширина трещины равна 70 мм. Цилиндрические днища
остались целыми.
После окончания испытания были детально осмотрены
места разрушения диафрагм резервуара. Установлено, что при
испытании резервуара имелись разрывы затяжек диафрагм по
сварному стыку, потеря устойчивости раскосов, отрыв уголков
от косынок и отрыв колец жесткости от оболочки в зоне примы-
кания затяжки раскосов.
Причиной разрушения диафрагм является низкое качество
сварочных работ внутри резервуара, особенно усилений, выпол-
192
ненных перед испытанием кислородно-ацетиленовой сваркой.
Промежуточные кольца жесткости из уголка 75 X 50 X 5
необходимо ставить в середине каждой обечайки; они не должны
иметь усиливающих треугольников из уголков при условии '
вальцовки уголка на узкую полку. Стержневые треугольники
следует ставить только в опорных диафрагмах (по осям фунда-
ментов резервуара).
На преждевременном разрушении опытного резервуара не мог
не сказаться разрыв затяжки опорной диафрагмы, расположен-
ной со стороны разрушенного днища. В результате среза швов
стыкового уголка затяжки, выполненных кислородно-ацетилено-
вой сваркой, овальность крайнего поперечного сечения резер-
вуара достигла 6% и сечение корпуса у опорной диафрагмы
перестало быть недеформируемым; оно получило значительные
конечные перемещения, вызвало повышение напряжений поперек
шва сопряжения днища с корпусом и появление трещины в около-
шовной зоне.
Опыт в целом подтвердил правильность теории расчета резер-
вуаров с цилиндрическими днищами.
Сравнительно большой разброс показаний датчиков в некото-
торых точках объясняется главным образом соединением днищ
с корпусом впритык (в тавр) и наличием значительной оваль-
ности, вызванной частичным разрушением опорных диафрагм.
Относительно большие отклонения экспериментальных напря-
жений краевого эффекта от теоретических объясняются еще и
тем, что изгибающие моменты краевого эффекта уменьшаются
от наибольшего значения до нуля на длине О,бКгб= 0,6)^130-0,4 =
= 4,3 см, в то время как датчики имели базу 20 мм. Поэтому
в части краевого эффекта эксперимент подтвердил в основном
качественную сторону явления, вскрытого теоретическим рас-
четом. Для экспериментального изучения напряжений крае-
вого эффекта в горизонтальном резервуаре в дальнейшем необ-
ходимо применять датчики, имеющие базу не более 10 мм.
Конструктивные поправки (т. е. отношение действительного
напряжения к теоретическому) в безмоментной напряженном
состоянии цилиндрического днища получились близкими к еди-
нице. Таким образом, и в этой части эксперимент полностью
(и качественно и количественно) подтвердил правильность при-
меняемых расчетных формул.
На основании анализа результатов экспериментального ис-
следования напряженного состояния двухопорного горизонталь-
ного резервуара емкостью 50 м3 с цилиндрическими днищами,
их сравнения с результатами теоретических исследований, а также
рассмотрения технико-экономических показателей горизонталь-
ных резервуаров с днищами различных типов можно сделать
следующие выводы и предложения.
1. При хорошем качестве сварки электродами типа Э42 и
иредлагаемой конструкции диафрагм разрушающее избыточное
13 Заказ 863. 193
давление будет больше давления, при котором произошло раз-
рушение опытного резервуара (около 5 кГ/см2), хотя и оно зна-
чительно превышает наибольшее эксплуатационное давление
в горизонтальных резервуарах для нефтепродуктов.
2. Резервуары с цилиндрическими днищами емкостью более
25 м3, работающие под давлением до 0,7 кПсм^, по своим техни-
ко-экономическим показателям и эксплуатационным качествам
имеют несомненные преимущества перед резервуарами со сфери-
ческими, плоскими и коническими днищами.
3. Горизонтальные двухопорные резервуары с цилиндриче-
скими днищами емкостью более 25 м3 требуют меньшего расхода
стали, бутобетона и объема сварочных работ, чем горизонталь-
ные резервуары других типов. В этих резервуарах можно из-
мерять объем жидкости при различной высоте залива с требуе-
мой точностью и полностью исключить потери нефтепродуктов
и искусственного жидкого топлива от испарения при хранении.
4. Для полного устранения потерь от малых дыханий при
хранении светлых нефтепродуктов в горизонтальных резерву-
арах с цилиндрическими днищами необходимы разработка кон-
струкций предохранительных (дыхательных) клапанов, отрегули-
рованных на 0,7 кГ/см?, и вакуум-клапанов, отрегулированных
на 300 мм вод. ст., освоение их изготовления соответствующими
заводами и проверка в эксплуатации.
5. Горизонтальные резервуары независимо от емкости и типа
днищ целесообразно устанавливать на две опоры. При этом кольца
опорных диафрагм следует изготовлять из неравнобоких угол-
ков, свальцованных на узкую полку. Промежуточные кольца
жесткости не должны иметь усиливающих треугольников из
уголков.
Стержни диафрагм нужно делать из одиночных равнобоких
уголков; они должны рассчитываться по следующим формулам:
растягивающие усилия в затяжке
= 0,691 УгЧ; (166)
сжимающие усилия в наклонных стержнях (раскосах)
N2== 0,176 УгЧ, (167)
здесь У — удельный вес жидкости;
г — радиус резервуара;
I — длина резервуара, равного по объему резервуару с пло-
скими днищами.
Испытание резервуаров емкостью 75 и 100 м3
Результаты испытаний горизонтальных резервуаров с цилинд-
рическими днищами емкостью 75 и 100 м3 сведены в табл. 30, 31,
32 и 33, в которых приведены наибольшие значения вертикальных
и горизонтальных перемещений (мм), измеренных по отдельным
этапам исследования.
194
Таблица 30
Наибольшие вертикальные перемещения в резервуаре
емкостью 100 -и3
Резервуары Гидростатическая нагрузка Н, м Избыточное давление р, кГ / см2 Вакуум 1000 мм вод. ст.
1,6 3,2 0,7 1,1
№ 1 2,5 5,5 1,0 1,0 3,0
№ 2 Средние значе- 3,0 8,5 6,5 5,0 1,0
НИЯ .... 2,75 7,0 3,25 3,0 2,0
Таблица 31
Наибольшие горизонтальные перемещения в резервуаре емкостью 100 м3
Резер- Гидростатическая нагрузка Н, м Избыточное давление р, кГ/см2 (при И =3,2 м) Вакуум 4 000 А4.А4
1,6 3,2 0,7 1,1 вод . ст.
• > г? <ч. н г я а §-g Л 1 из & я
вуары
А Я О & к к « я S о о, к н а л Я 2 нм & 5 §* ;Тр; ая ь §? & « Н Со -Г
й к у Р Й и у £ к £ Я Ем Д й >3 к « У И Е-< Я ® О К а W я ь Я Ю о К w О Д Ем Я ® -
g и й н ? s и ИНГ s и s я Й Ем СП s Я к й £
К’ 1 . . —1,0 — 1,0 —1,5 +2,5 —0,5 +3,0 —1,5 +6,0 —1,0 +3,5
№ 2 • . Средние —1,5 -0,5 —1,5 + 1,5 —0,5 +2,5 —1,0 +5,0 -0,5 +2,0
значения —1,25 —0,75 -1,5 +2,0 —0,5 +2,75 —1,25 +5,5 —0,75 +2,75
Таблица 32
Наибольшие вертикальные перемещения в резервуаре
емкостью 75 .+
Резервуары Гидростатическая нагрузка Н, м Избыточное давле- ние, кГ/см2 Вакуум 1000 мм вод. ст.
1,6 3,2 0,7 1,4
№ 3 —1,0 5,0 6,0 14,0 12,0
№ 4 —1,0 11,0 5,0 14,0 13,0
Средние значе- ния .... -1,0 8,0 5,5 14,0 12,5
13*
195
Таблица 33
Наибольшие горизонтальные перемещения в резервуаре емкостью 75 м3
Резер- вуары Гидростатическая нагрузка Н, м Избыточное давление р, кГ/см? (при Н = 3,2 м) Вакуум 1000 мм вод. ст.
1,6 3,2 0,7 1,1
межопор- ная часть конструк- ' тивная | часть межопор- ная часть конструк- тивная часть | межопор- ная часть 1 .... конструк- тивная । часть межопор- ная часть конструк- тивная часть .межопор- ная часть : конструк- тивная часть
№ 3 • - №4 . . Средние значения 1,5 2,0 1,75 1,0 1,0 1,0 3,5 2,0 2,75 2,0 3,5 2,75 3,0 3,0 3,0 3,0 3,5 3,25 11,5 10,0 10,75 13,5 13,0 13,25 8,5 8,0 8,25 11,0 10,0 10,5
Из рассмотрения таблиц видно, что величины перемещений
в горизонтальных резервуарах оказываются весьма небольшими,
т. е. эти резервуары достаточно жестки.
Наибольшие горизонтальные перемещения центра днища,
измеренные при помощи индикатора в резервуарах № 3 и 4,
составили: при Н = 3,2 м и р = 0,7 кГ/см2 соответственно 5,58
и 6,32 мм; при Н = 3,2 м и р — 1,4 кПсм2 соответственно 5,29
и 8,49 мм.
Следовательно, днища цилиндрических резервуаров при
расчетном давлении 0,7 иГ/с.и2 достаточно жестки и обеспечи-
вают необходимую точность замеров нефтепродуктов.
Для сравнения напомним, что в горизонтальном резервуаре
с мембранными днищами при давлении 0,75 кГ[см? перемещение
центра днища составляет около 150 мм, т. е. во много раз больше,
чем перемещение центра цилиндрического днища. Объем резерву-
ара в этом случае увеличивается настолько сильно, что резервуар
становится практически непригодным для производства замеров
дри эксплуатации.
Экспериментальное исследование напряженного состоя-
ния оболочек резервуаров емкостью 75 м3 приводит к следующим
выводам.
1. Фибровые напряжения в кольцевом поперечном сечении
корпуса в плоскости опорной диафрагмы резервуара № 3 при
полном заполнении и избыточном давлении 0,7 ати составляют
1570 кПсм2.
2. При избыточном давлении 1,4 ати напряжения в том же
сечении равны 2760 кГ/см2, а среднее напряжение при вакууме
0,1 кГ/см2 равняется 420 кПсм?.
3. В зоне башмаков на корпусе резервуара № 3 при полном
заполнении фибровые напряжения равны 840 кПсм2.
196
4. Средние напряжения в уголках — раскосах опорной диа-
фрагмы — имеют значение 690 кПсм2.
5. Краевые напряжения в косынках диафрагм составляют
280 кПсм2, а в кольцевом уголке диафрагмы 1110 кГ/см2.
6. В околошовной зоне сопряжения оболочек днища и корпуса
резервуара № 3 напряжения краевого эффекта вдоль сварного
шва при заполненном резервуаре и избыточном давлении 0,7 ати
приближаются к пределу текучести стали.
7. В оболочках днища и корпуса вне зоны действия краевого
эффекта напряжения при этих же нагрузках не превышают
1480 кГ!см2.
Из всего изложенного следует, что в основном напряженное
состояние в оболочках резервуаров при расчетном давлении
0,7 кГ/см2 не превосходит значения допускаемого напряжения
для стали марки Ст. 3.
Однако в зоне краевого эффекта и в местах концентрации
напряжений, например, в сопряжении днищ с корпусом и в зоне
колец жесткости экспериментальные значения напряжений дохо-
дили до предела текучести стали. Но, поскольку при избыточных
давлениях 1,1 и 1,4 кПсм?, значительно превосходящих расчет-
ное давление 0,7 кГ/см2, и при значительном вакууме до 2300 мм
вод. ст. нарушения прочности и признаки потери устойчивости
не были обнаружены, можно считать, что испытанные резервуары
при воздействии нормальных эксплуатационных нагрузок имеют
достаточную прочность, жесткость и устойчивость. Отдельные же
высокие местные напряжения, полученные при испытании, ника-
кой опасности для нормальной эксплуатации резервуаров рас-
сматриваемой конструкции не представляют.
Аналогичные исследования резервуаров емкостью 100 м3
показывают следующее.
1. Фибровые напряжения в кольцевом поперечном сечении
корпуса в консольной части резервуара № 1 при полном запол-
нении и избыточном давлении 0,7 ати составляют 1520 кГ/см2.
2. Напряжение в том же сечении при избыточном давлении
1,1 ати равняется 1720 кГ/см2, а наибольшее сжимающее напря-
жение при вакууме 0,1 ати равно 365 кГ/см2.
3. В резервуаре № 2 наибольшие фибровые напряжения
в кольцевом сечении корпуса консольной части резервуара при
полном заполнении и избыточном давлении 0,7 ати равны
1140 кГ/см2, при давлении 1,1 ати — 1280 кПсм2, а при ваку-
уме 0,1 кГ/см2 — 1100 кГ/см2.
4. В зоне опорных башмаков на корпусе резервуара № 2
фибровое напряжение при давлении 0,7 ати составляет 270 кГ/см2,
при давлении 1,1 ати — 1580 кГ !см\ а при вакууме 0,1 кГ/см2 —
790 кГ/см2.
5. В околошовной зоне сопряжения оболочек днища и корпуса
резервуара № 2 напряжения краевого эффекта вдоль сварного
шва при заполненном резервуаре и избыточном давлении 0,7 ати
197
приближаются к пределу текучести стали. В оболочках днища
и корпуса вне зоны действия краевого эффекта при этих же нагруз-
ках напряжения не превышают 1400 кГ/см2.
ИССЛЕДОВАНИЕ ОПЫТНОГО ВЕРТИКАЛЬНОГО СВАРНОГО
ЦИЛИНДРИЧЕСКОГО РЕЗЕРВУАРА ЕМКОСТЬЮ 5000 м*
С ДОВЕДЕНИЕМ ДО ПРЕДЕЛЬНОГО СОСТОЯНИЯ
Конструкция опытной установки и методика
экспериментальных исследований
Все описанные выше испытания резервуаров проводились
в основном в упругой стадии, поскольку испытательные нагрузки,
хотя и превышали эксплуатационные, но были недостаточными
для создания напряжений выше предела текучести. Однако
в зонах концентрации напряжений даже и при испытательных
нагрузках появляются местные пластические деформации, но
в целом конструкции в этих случаях работают в пределах упру-
гости.
Поэтому крайне необходимо было выполнить специальное
экспериментальное исследование резервуара больших размеров
с доведением его до предельного состояния.
С этой целью был запроектирован и сооружен опытный вер-
тикальный сварной цилиндрический резервуар емкостью 5000 ж3,
детально испытанный ВНИИСТ в 1957 г. Методика испытаний
была разработана М. К. Сафаряном, руководившим всеми рабо-
тами, в которых принимали участие сотрудники ВНИСТ
Ю. К. Ищенко, М. И. Авдеева, П. А. Агуреева, М. Ф. Кора-
блева, Я. Б. Коцик, С. С. Загряжский.
Необходимо отметить, что действительные условия работы
подобных резервуаров за пределами рабочих нагрузок до настоя-
щего времени не проверялись ввиду крайней сложности про-
ведения эксперимента. При изучении этого вопроса особый инте-
рес представляет работа наиболее крупных резервуаров, при
эксплуатации которых в отдельных, крайне редких случаях
имеются нарушения их прочности, а иногда и полное разрушение.
Действительные причины нарушения прочности не были
до конца раскрыты.
Теоретические расчеты, выполняемые на основе теории обо-
лочек, позволяют установить, например, напряженное состояние
в нижнем узле резервуара — в сопряжении его корпуса с дни-
щем, — однако, требуют экспериментальной проверки, так как
принимаемые при расчете балок на упругом основании характе-
ристики грунта в известной мере условны.
Что касается местных напряжений — в зоне сварных швов,
люков, врезок и т. д., а также напряжений, вызванных различ-
ными отклонениями геометрической формы резервуаров (неров-
198
ностями), то до настоящего времени точно оценить их влияние
расчетным путем также не удается. Это в равной мере относится
и к величинам температурных напряжений, вызванных как
сезонными, так и эксплуатационными перепадами температур.
Таким образом, действительная работа сварных вертикальных
цилиндрических резервуаров, их коэффициент запаса (степень
безопасности) и фактическая несущая способность пока досто-
верно неизвестны.
Не менее важное значение для выяснения действительной
работы резервуаров имеет и вопрос о том, что является предель-
ным состоянием для этих конструкций: исчерпание несущей
способности, т. е. достижение предела прочности, или развитие
чрезмерных деформаций, являющихся пределом эксплуатацион-
ной способности.
Ответ на этот вопрос может быть получен лишь на основе
изучения характера разрушения резервуаров и их поведения
в предельном состоянии.
Задачей описываемых исследований и явилось прежде всего
изучение работы резервуаров как в упругой стадии, так и в пре-
дельном состоянии и выявление фактического запаса их проч-
ности.
Необходимо было экспериментальным путем изучить дей-
ствительную работу стальных резервуаров, выявить слабые
по прочности узлы с целью внесения таких конструктивных
изменений, которые обеспечили бы равнопрочность резервуара,
а также уточнить методику статического расчета с учетом всех
возможных допустимых отклонений от проекта и дефектов в до-
пустимых пределах.
Следует подчеркнуть, что экспериментальное исследование
такого крупного масштаба в истории резервуаростроения, по-
видимому, выполняется впервые. Нет данных о выполнении
аналогичной работы и в технической зарубежной литературе.
Сущность произведенного испытания заключается в доведе-
нии резервуара до предельного состояния, т. е. до разрушения,
путем увеличения расчетной нагрузки примерно втрое без изме-
нения его конструкции (например, проектных толщин листов
и расчетной схемы).
В связи с этим следует считать не отвечающими поставленной
задаче такие возможные варианты, как, например, испытание
при помощи создания соответствующего избыточного давления
или испытание водой более высоких резервуаров (до 30 jh). В пер-
вом случае при избыточном давлении 1,5—2,0 ати в заполненном
водой резервуаре практически невозможно воспринять весьма
большие давления, действующие на кровлю (15—20 т на 1 л2),
и нельзя предотвратить подъем нижних краев днищ резервуаров
под воздействием избыточного давления.
Во втором случае при испытании водой высоких резервуаров
с обычными толщинами стенок наибольшие напряжения полу-
199
чаются в верхних поясах (IV и V), а не в нижнем узле, как это
имеет место в стандартных резервуарах.
Поэтому единственный рациональный путь испытаний с целью
достижения предельного состояния без нарушения расчетной
схемы резервуаров, который и был принят, — это испытание при
помощи более тяжелых жидкостей удельного веса 1,5—2,0 т/ма.
Рис. 81. Общий вид и разрез опытного резервуара емкостью 5000 л«3.
1 — общий вид; 2 — разрез; 3 — испытываемый (наружный) резервуар; 4 — внутренний
резервуар, усиленный кольцами жесткости; 5 — промежуток между резервуарами,
заполняемый водой или утяжелителем; 6 — днище наружного резервуара; 7 — днище
внутреннего резервуара; 8 — карман, заполняемый водой взамен расчетной нагрузки
на кровлю резервуаров; 9 — заполняемый битумом замен для предотвращения проникно-
вения утяжелителя под днище внутреннего резервуара;. ю — трубки для отвода воды
в случае проникновения под днище из-за неплотностей; 11 — железобетонное кольцо; 12 —
песчаная засыпка; 13 — цифры 10,8,7,6,5 и 4 —толщины листов испытываемого резер-
вуара; 14 — цифры 16,14,12,10,9,8,5,5 и 4 — толщины листов внутреннего резервуара.
Практически можно получить более или менее устойчивую
против оседания жидкость с удельным весом около 2,0 т/ма.
Такая жидкость состоит из 30-процентного глинистого раствора
удельного веса 1,2 т/ма и прибавляемого к ней утяжелителя
(барит, гематит, медные шлаки и железные концентраты). В дан-
ном случае был выбран гематит.
Для уменьшения объема тяжелой жидкости было решено
вставить в испытываемый резервуар другой меньшего диаметра.
При этом тяжелой жидкостью заполняется лишь пространство
200
между резервуарами; внутренний же резервуар заполняется
водой.
Однако зазор между резервуарами целесообразно делать не
менее 800 мм, так как иначе схема работы нижнего узла испыты-
ваемого резервуара изменится и затруднится выполнение сва-
рочно-монтажных работ.
При испытании предусматривалось применение тяжелой
жидкости с постепенно увеличивающимся удельным весом: 1,2—
Рис. 82. Общий вид опытного резервуара, подготовленного для испытания.
Слева, в середине и справа видны мачты для крепления приборов. У правой мачты рейки,
прикрепленные к корпусу в радиальном направлении для измерения радиальных пере-
межеван. Справа показана булка для датчиков, над ней стеллажи для исследования
верхних поясов и хлопунов. Правее — металлическая лестница. Вдали видна наблюда-
тельная вышка.
1,4 т!ма и т. д., до достижения предельного напряженного со-
стояния в резервуаре.
На этом основании для испытания была принята конструкция,
изображенная на рис. 81 и 82.
Предлагаемая конструкция имеет еще и то преимущество,
что в ней при разрушении наружного резервуара не будет проис-
ходить разворота и выброса его корпуса ввиду малого количе-
ства жидкости, а следовательно и меньшей потенциальной энер-
гии. С точки зрения техники безопасности это обстоятельство
имеет решающее значение.
Наружный резервуар представляет собой обычный стандарт-
ный резервуар, днище которого монтируется непосредственно
на песчаном основании, а корпус сооружается полистовым спо-
собом по типовому проекту 1952 г. С целью увеличения гидро-
201
статического давления корпус по сравнению с типовым имеет
на два пояса больше.
В условиях испытания, когда резервуар монтируется вокруг
внутреннего резервуара с небольшим зазором, изготовление
корпуса из рулонной заготовки исключается вследствие невоз-
можности его разворачивания в указанных условиях.
Внутренний резервуар не стандартен. Это открытый резер-
вуар специальных размеров, листы корпуса которого монтируются
на строительной площадке полистовым способом и соединяются
между собой телескопически; резервуар имеет свое днище, укла-
дываемое над днищем испытываемого наружного резервуара.
Для предотвращения потери устойчивости корпус внутрен-
него резервуара был усилен кольцами жесткости, рассчитанными
на разность давлений от тяжелой жидкости в межрезервуарном
пространстве и воды во внутреннем резервуаре и на случай пе-
ремены знака напряжений, что соответствует разрушению наруж-
ного резервуара и его опорожнению.
В последнем случае в стенке и кольцах жесткости внутреннего
резервуара произойдет перемена знака напряжения от сжатия
на растяжение.
Кольца жесткости для внутреннего резервуара были поста-
влены в пределах десяти поясов на расстояниях 500, 450 и 370 мм.
Они имели тавровые сечения высотой 330 мм в пределах I—VI
поясов, 260 мм в пределах VII пояса и 220 мм в пределах VIII
и IX поясов. Ширина полок тавров изменялась от 200 до 100 мм,
а толщина от 14 до 8 мм.
Между двумя днищами устраивалась песчаная подушка высо-
той 100 мм, что создавало условия независимой работы каждого
днища и устраняло возможность повреждения внутреннего резер-
вуара при разрушении наружного.
Над наружным резервуаром был запроектирован карман
высотой около 2 м, заполнявшийся водой, для компенсации
расчетной нагрузки, действующей на кровлю от снега, тепло-
изоляции, вакуума и собственного веса покрытия, равной
220 кГ/м?. Вместе с тем карман создавал пространственную
жесткость в плоскости отсутствующей кровли. Днище кармана
герметически закрывало пространство между резервуарами, что
позволяло создавать значительное избыточное давление до
0,5 кГ/см1.
Испытание наружного резервуара проводилось в двух ста-
диях упругой и упруго-пластической с доведением до предельного
состояния.
При испытании в первой стадии межрезервуарное простран-
ство заполнялось водой или глинистым раствором удельного
веса до 1,2 т/м3. Внутренний резервуар при этом не заполнялся,
так как наличие колец жесткости предохраняло его стенки от
потери устойчивости. В этой стадии велись также наблюдения
202
за деформациями и напряженным состоянием элементов внут-
реннего резервуара.
По окончании испытания в упругой стадии глинистый раствор
из межрезервуарного пространства удалялся во вспомогатель-
ный резервуар емкостью 1000 м3.
При этом часть приборов была снята, и наблюдение за элект-
рическими датчиками сопротивления вынесено за обвалование.
В заключительной стадии испытания в целях безопасности все
наблюдения и измерения проводились с безопасной дистанции.
Испытание во второй стадии проводилось путем заполнения
межрезервуарного пространства сначала водой, а затем утя-
желителем с удельным весом до 1,45 т/м3. Кроме того, созда-
валось еще избыточное давление разной величины —до 0,40 кГ/см/.
Внутренний резервуар также заполнялся водой, уровень кото-
рой доводился до 16,5 м.
Ввиду того, что наружный резервуар при различных этапах
испытывался на воздействие гидростатического давления от
воды и глинистого раствора, а также избыточного давления,
для удобства сравнения результатов экспериментальных и теоре-
тических исследований все нагрузки приводились к эквивалент-
ному столбу воды. Значения нагрузок с указанием их вида, вели-
чины эквивалентного столба воды и этапов испытания приведены
в табл. 34.
Таблица 34
Сводная таблица нагрузок при испытании резервуара
№ этапа
Параметры I II III IV V VI VII VIII IX
Высота жидкости, м . . 4,5 8,2 11,7 10,5 10,2 14,5 9,0 14,5 14,5
Удельный вес, т/м3 . . 1,0 1,0 0,9 1,0 1,2 1,0 5,5 1,45 1,45 1,45
Избыточное давление, кГ 1см2 0,15 0,15 1,0 0,2 0,4
Высота эквивалентного столба воды, м ... 4,5 8,2 10,5 12,0 12,24 16,0 20,75 23,0 25,0
В этой таблице III этап соответствует эксплуатационной
нагрузке, когда резервуар наполняется нефтепродуктом с удель-
ным весом 0,9 т/м3. В действительности при испытании такого
этапа не было; он дается лишь для последующих сравнений.
Определение уровня жидкости производилось двумя спосо-
бами: пьезометрической трубкой высотой около 15 м, соединен-
ной снизу и сверху с межрезервуарным пространством, для
исключения влияния избыточного давления на уровень жидкости
и посредством поплавкового устройства»
203
Величины избыточного давления и вакуума измерялись
U-образной трубкой с точностью до 1 мм, а на заключительных
этапах испытания манометром, точность которого также была
вполне достаточной.
Исследование напряженного состояния и перемещений
Для исследования напряженного состояния применялись
электрические датчики сопротивления, которые наклеивались
на восточной и южной сто-
Рис. 83. Схема расположения датчика на
первом поясе опытного резервуара (восточ-
ный и южный участки).
Примечания. 1. Размещение датчиков на
внутренней стороне резервуара точно соответст-
вует расположению датчиков на наружной по-
верхности.
2. Четные номера датчиков соответствуют
кольцевым направлениям, а нечетные — мериди-
ональным.
ронах резервуара. При
этом на днище и в пре-
делах нижней половины
первого пояса датчики
располагались с двух сто-
рон — снаружи и изну-
три, через 100—150 мм
в двух взаимно перпенди-
кулярных направлениях.
На всех остальных поясах
датчики клеились только
в кольцевом направлении:
снизу и в середине каж-
дого пояса (рис. 83, 84
и 85).
Измерение местных на-
пряжений в зоне ввода
продуктопроводов и люка-
лаза также осуществля-
лось датчиками, наклеи-
ваемыми в кольцевом и
радиальном направлениях
только с наружной сторо-
ны. В зоне люка-лаза дат-
чики располагались также
и под углом (рис. 86
и 87).
Для измерения радиальных перемещений вокруг резервуара
были установлены четыре стальные решетчатые мачты. Сверху
мачт опускались отвесы с грузами, которые для предотвращения
колебаний от ветра погружались в баки с нефтью. Помимо этого,
еще в пяти местах по контуру с кармана опускались от-
весы.
Таким образом, всего по контуру располагалось девять от-
весов. По высоте резервуара на 17 уровнях были прикреплены
в горизонтальном направлении отрезки нивелировочных реек,
по которым против проволок отвесов читались отсчеты. Разности
отсчетов относительно неподвижных отвесов выражали измене-
204
Рис. 84. Схема расположе-
ния датчиков по высоте
наружной поверхности кор-
пуса опытного резервуара
(восточный и южный
участки).
Примечание. Дат-
чики № 15—20 установлены
только на восточном участке.
Рис. 85. Схема
расположения датчиков на днище опытного резервуара
(восточный и южный участки).
Примечания. 1. Размещение датчиков на внутренней стороне резервуаров
точно соответствует расположению датчиков на наружной поверхности (снизу).
2. Четные номера датчиков соответствуют кольцевым направлениям, а нечетные —
меридиональным.
205
ния радиальных перемещений. Рейки крепились в середине и
вверху каждого пояса в пределах восьми поясов.
Рис. 86. Схема расположения датчиков в зоне ввода трубопровода.
Трубопровод 10", толщина трубопровода 6=9 леи, толщина листов I пояса б = 10 мм,
ширина фартука 190 мм, толщина фартука б = 10 мм.
Примечание. Четные номера датчиков соответствуют кольцевым направлениям,
нечетные — радиальным.
Радиальные перемещения измерялись одновременно на 17
уровнях следующими тремя способами:
1) путем непосредственного измерения расстояний от отвеса
до оболочки при помощи стальной линейки с миллиметровыми
делениями;
2) чтением отсчетов по рейкам;
3) в начальной стадии при помощи индикаторов, а в после-
дующих — калибров, представляющих собой штанген-цпркули
с удлинителями из стальных трубок с теплоизолирующим
слоем.
206
Этим способом с точностью до 0,1 мм измерялись расстояния
от головок уголков, приваренных к мачтам, до поверхности ре-
зервуара. Схема расположения реек по высоте резервуара при-
водится на рис. 88.
Измерения общих удлинений контура резервуара производи-
лись на четырех уровнях: в верху первого пояса, середине и
Рис. 87. Схема расположения датчиков в зоне врезки люка-лаза.
Толщина люка 6=8 мм, толщина фартука б = 10 «мм, толщина листов I пояса б = 10 мм,
ширина фартука 190 мм.
Примечание. Четные номера датчиков соответствуют кольцевым направле-
ниям, нечетные — радиальным.
в верху второго пояса и в середине третьего пояса. С этой целью
по всему контуру резервуара на указанных уровнях через каждые
2 Л1 были приварены ролики; таким образом, на каждом уровне
было приварено всего по 36 роликов. По роликам протягивались
константановые проволоки, в концах которых привязывалось
по два груза. Грузы опускались на близком расстоянии друг
от друга и скользили по нивелировочным рейкам.
Ввиду большой длины проволок (72 м) результаты замеров
давали большую точность.
207
JftftO
800
*1*520
Рис. 89. План
опытного резер-
вуара с распо-
ложением всех
измерительных
приспособ-
лений.
Для исследования характера изме-
нения поверхности хлопунов в процес-
се испытания были выбраны два уча-
стка с характерными хлопунами,
расположенными на восточном и юж-
ных участках, в пределах пятого —
восьмого поясов. В кольцевом напра-
влении они имели длину 2,5—3,0 м.
На каждом участке с хлопунами
вдоль наружной стенки карманов
опускались деревянные рамки разме-
рами по высоте около 5 м, а в коль-
цевом направлении около 3 м.
V
IV
15
4S50
JL
16
Рис. 88. Схема расположения реек по вы-
соте резервуара для замера радиальных
перемещений.
I — мачта для индикатора; II — отвес; III — бак
с вязкой жидкостью; IV — стенка наружного (ис-
пытываемого) резервуара; V — загрузочный карман;
VI — стенка внутреннего резервуара; VII — ребра
жесткости. 1—17 — рейки.
559
759
М — мачты; Д — сечения, в которых
наклеены датчики; Р1—Р13 — рейки
для нивелирования по контуру утор-
ного кольца; 01—09 — отвесы для за-
меров радиальных перемещений; л —
люки; Т — трубопроводы.
/2
оз
Р7
208
На рамках натягивалась система вертикальных и горизон-
тальных проволок с расстоянием 500 мм друг от друга. По полу-
ченной сетке, притянутой к земле с целью сохранения ее про-
странственного положения, по этапам испытания измерялись
расстояния от сетки до поверхности оболочки.
Принятая система измерений позволила изучить характер из-
менения поверхности хлопунов. В процессе испытания было
зафиксировано несколько случаев хлопков, возникших от воз-
действия избыточного давления и вакуума.
С целью изучения вертикальных перемещений (осадок) пери-
метра резервуара по наружному контуру днища было устано-
влено 13 реек, по которым производилось нивелирование. Стоянки
для нивелирования были выбраны на обваловании, а для опре-
деления абсолютных величин осадок были установлены четыре
репера.
Схема расположения реек в плане показана на рис. 89, пред-
ставляющем собой общий план опытного резервуара с располо-
жением всех измерительных приспособлений.
Результаты экспериментальных и теоретических исследований
Материалы выполненных по описанной методике эксперимен-
тальных исследований подверглись детальной обработке’. Были
произведены также соответствующие теоретические исследования
и расчеты. Их результаты сведены в табл. 35 и 36.
В табл. 35 даны величины изгибающих моментов Мо, попереч-
ных сил (90 и изгибающих моментов в днище, которые при задан-
ных значениях толщин стенки и днища можно вычислить по
формуле
Мдн = 0,93 >0-6,66^ — 9,35, (168)
где, 9о — давление на днище в кГ[см1 2.
В табл. 36 приведены результаты теоретических расчетов
напряжений и радиальных перемещений шести нижних поясов
резервуара, выполненных по упрощенному методу.
Из рассмотрения этих таблиц следует, что при уровне воды
В резервуаре больше 16 м в отдельных зонах должны возникать
напряжения выше предела текучести стали. Так, например, вели-
чины напряжений в IV, V и VI поясах при уровне 25 л (VIII
этап) превышают предел текучести стали марки Ст. 3.
1 В настоящей книге приводятся лишь краткие результаты. Более де-
тально материалы этого уникального эксперимента будут опубликованы
дополнительно.
14 Заказ 863.
20.9
Расчетные значения изгибающих моментов, поперечных сил
Определяемые величины Номера
I II III
h = 4,5 м у = 1,0 т/м3 Р — 0 /i = 8,2 м у —1,0 т!м3 ? = 0 й=11,7 м у = 0,9 т!мР р = 0
Расчетная высота воды, м ., кГ см Мо см Ост кГ 1 см1 2 ,, кГ см Мдн д см Одн кГ/см2 Qo кГ / см 4,5 45 270 29 270 —9,1 8,2 87 520 66 620 —14,1 10,5 123 740 98 920 —18,6
Полученные расчетным путем результаты достаточно близко
совпадают с результатами экспериментальных исследований напря-
женного состояния резервуара (рис. 90, 91, 92) К
Ввиду того что на пятом поясе наибольшие кольцевые напря-
жения составляют 4250 кГ!см2 и при этом никаких случаев наруше-
ния прочности во время испытания не было обнаружено, можно
считать, что коэффициент запаса этого пояса по отношению к рас-
четному напряжению (1400 кПсм2) был более трех. Следует отме-
тить, что в данном случае величина коэффициента запаса дается
по отношению к пределу прочности стали. Однако, как будет
указано ниже, для вертикальных цилиндрических резервуаров
характерен предел текучести, по отношению к которому и следует
определять коэффициент запаса.
В табл. 36 приведены также и величины радиальных переме-
щений. Необходимо иметь в виду, что при уровне залива выше
16 м в некоторых поясах появляется текучесть металла. Поэтому
модуль упругости стали снижается и, следовательно, вычислен-
ные значения радиальных перемещений для указанных зон явля-
ются заниженными. Это обстоятельство хорошо видно из резуль-
татов эксперимента, когда при высоких уровнях залива были
зафиксированы радиальные перемещения больше 200 мм.
В связи с тем, что значение модуля упругости при уровнях
залива более 16 м снижается, что соответствует напряжениям
1 На рис. 90, 91 и 92 точки для простоты соединены между собой пря-
мыми. В действительности эпюры должны быть криволинейными.
210
Таблица 35
в нижнем узле и напряжений в стенке и днище резервуара
этапов
IV V VI VII VIII
Л = 10,5 м у= 1,0 т/м* />=0,15 кГ1см- h = 10,2 м Y = 1,2 т/м3 />=0 h = 14,5 м Y = l,0 т/м3 р = 0,15 кГ1см3 = 9,0 м 4i = i,45m/Ms Л2 = 5,5 м у2 = 1,0 т]м3 Л = 14,5 м Y=l>45 т/м3 p = 0,i кГ/см*
12,0 12,24 16,0 20,75 25,0
145 161 211 280 320
870 970 1270 1680 1920
117 132 176 237 271
1100 1240 1650 2220 2540
-21,4 -22,5 -29,3 —38,3 —49,0
Таблица Зв
Расчетные значения кольцевых напряжений и радиальных перемещений
в поясах резервуара
№ пояса Уровень воды, м Фактические толщины ли- стов, ЛШ Расстояние от уров- ня залива водой, мм Кольцевые усилия, кГ] см Кольцевые напряже- ния, кГ / см2 Радиаль- ные пере- мещения, ММ
до низа пояса до расчет- ного уровня
VI 5,0 8 760 8 460 970 1940 10,6
V 16,0 5,1 10 220 9 920 ИЗО 2210 12,1
IV 5,8 11670 11370 1300 2240 12,3
III 6,8 13 120 12 820 1470 2160 11,8
11 I 7,7 14 560 14 260 1630 2120 11,5
10.3 16 000 15 700 1800 1750 9,6
VI 5,0 13 510 13 210 1520 3040 16,5
V 20,75 5,1 14 970 14 670 1680 3300 18,0
IV 5,8 16 420 16120 1850 3200 17,4
III 6,8 17 870 17 570 2010 2960 16,2
II I 7,7 19 310 19 010 2180 2840 15,4
10,3 20 750 20 450 2340 2270 12,5
VI V 5,0 5,1 17 760 19220 17 460 18 920 2000 2160 4000 4250 21,8 23,2
IV 25,0 5,8 20 670 20 370 2330 4020 22,0
III 6,8 22120 21820 2500 3680 20,0
II I 7,7 23 560 23 260 2660 3460 18,8
10,3 25 000 24 700 2820 2740 15,0
14*
211
w
w
I, MM
г—1400 ** ^00-
ч —ЮООЦ 800 -diWJOajX /< у уда- ,Й да г, Х^10'2"' Z-
SOO 0 500 Ю00 1500 2000
б кцсм2
- - a
l, мм
1200
.4^ •р.*1 .
OUU О'
7ЛП
У.9П1ОП ’' J2 з //.5,5
t.UU
2500 -2000 — 1500 -1000 -500 0 500 1000 1500
s' кг/ см 2
Рис. 90.
a — график изменения меридиональных напряжений по высоте первого пояса опытного резервуара, наружная поверхность (восточный
участок); б — график изменения меридиональных напряжений по высоте первого пояса опытного резервуара, внутренняя поверхность
(восточный участок).
более 2400—2500 кПсм2, вычисленные значения радиальных
перемещений для этих стадий напряженного состояния следует
рассматривать как условные.
Рис. 91. График изменения кольцевых напряжений по высоте
наружной поверхности корпуса опытного резервуара (вос-
точный участок).
Пользуясь экспериментальными материалами можно построить
диаграмму растяжения, найти по ним фактические значения моду-
лей упругости и пользуясь теми же расчетными формулами, опре-
делить действительные значения радиальных перемещений.
213
N3
Рис. ». Граф-
Возможен конечно и обратный путь — установить экспери-
ментально величины перемещений и определить расчетным путем
действительные значения модуля упругости.
Для большей вероятности результатов в этом случае следует
применять статистический метод обработки.
Как показали экспериментальные исследования, при высоких
напряжениях в корпусе резервуара появляются значительные
радиальные перемещения, крайне неравномерные по поясам и
в зонах кольцевых сварных швов. В результате в корпусе наблю-
даются такие деформации, при которых геометрическая форма
цилиндрического корпуса изменяется настолько, что резервуар
как мерный сосуд для хранения дорогостоящих нефтепродуктов
становится неудобным в эксплуатации.
В большой деформативности резервуара имеется, однако,
еще одна особенность. Измеренные деформации наблюдались при
положительных температурах воздуха. При отрицательных же
температурах металла порядка 20—40° С вследствие пониженных
пластических свойств металла вероятность хрупкого разрушения
или появления трещин увеличивается, в связи с чем деформа-
тивность может стать критической.
Поэтому в сварных вертикальных цилиндрических резервуа-
рах, в которых напряженное состояние и деформативность крайне
неравномерны, а наличие зон концентрации напряжений пред-
определяет возможность нарушения прочности вследствие значи-
тельных деформаций, предельным состоянием следует считать
достижение в резервуаре предельных деформаций. Отсюда следует,
что подобные резервуары необходимо рассчитывать по второму
предельному состоянию, т. е. по деформациям.
Результаты экспериментальных и теоретических исследований
напряженного состояния и перемещений резервуара сведены
в табл. 37, 38, 39 и 40.
В табл. 37 приведены значения усредненных напряжений,
полученных по показаниям датчиков, наклеенных с наружной
и внутренней сторон корпуса или днища, с учетом восточного
и южного участков, в которых были расположены датчики. Для
некоторых случаев (например, первый пояс, днище) усредненные
напряжения являются средними арифметическими из восьми
значений, в других, когда датчики наклеивались только снаружи,
из четырех значений и т. д.
В табл. 39 даны усредненные значения радиальных перемеще-
ний, представляющих собой средние арифметические значения на
каждом уровне корпуса из 12 замеров, выполненных тремя мето-
дами, т. е. у каждой из четырех мачт. В тех случаях, когда замеры
выполнялись не всеми методами, средние значения получены из
меньшего числа замеров.
В табл. 38 и 40 приведены результаты упрощенных теорети-
ческих расчетов.
215
Таблица 37
Усредненные напряжения в несущих элементах опытного резервуара
по результатам экспериментальных исследований
Элементы и место определения напряжения Испытательная нагрузка, приведенная к столбу воды, м
4,5 8,2 10,5 12,0 16,0 20,75 23,0 25,0
Корпус резервуара | I пояс Верх . . . Середина Низ . . . 230 780 530 340 1070 830 —. 500 1820 1070 680 2370 1500 1620 3460 2010 — —
II пояс Верх . . . Середина Низ . . . 630 360 330 500 550 610 — 1620 740 800 2100 980 1050 3200 2330 , 1500 — —
III пояс Верх . . . Середина Низ . . . 330 370 690 460 560 — 1030 610 630 1280 760 890 1950 1220 1360
IV пояс Верх . . . Середина Низ . . . 300 280 110 600 440 200 — 850 540 240 ИЗО 720 430 1600 1500 1590 __ —
V пояс Верх . . . Середина Низ . . . 450 140 30 400 210 70 — 340 250 60 440 390 370 2700 1460 1360 1 1 1 1 1 1
VI пояс Верх . . . Середина Низ . . . 60 НО 70 170 0 25 — 320 10 70 750 520 400 2280 2180 1560 — —
Нижний узел Стенка . . Днище . . 340 420 600 690 — 800 980 1120 1240 1550 1360 — —
Зона врезки люка-лаза По контуру вырезки 300 590 — 750 940 1350 — —
Зона врезки трубопро- водов По контуру вырезки 330 150 —, 350 320 360 — —
Анализ материалов исследования и сопоставление данных
табл. 37 и 38 приводят к следующим выводам.
1. В пределах корпуса резервуара вне зон концентрации коль-
цевые напряжения больше меридиональных.
2. В зонах краевого эффекта и концентрации напряжений
преобладают меридиональные напряжения, являющиеся резуль-
татом воздействия изгибающих моментов. Так, например, на
216
Таблица 38
Расчетные напряжения в несущих элементах опытного резервуара
по результатам теоретических исследовании *
Элементы и место определения напряжения Испытательная нагрузка, приведенная к столбу воды, м
4,5 8,2 10,5 12,0 16,0 20,75 23,0 25,0
1 Корпус резервуара I пояс Середина 300 мм от кольцевого шва 420 470 820 880 1080 ИЗО 1250 1300 1700 1750 2220 2270 2470 2520 2700 2740
И пояс Середина 300 мм от кольцевого шва 350 410 900 970 1240 1300 1450 1520 2080 2120 2560 2840 3100 3.160 3400 3460
III пояс Середина 300 мм от кольцевого шва 150 220 770 840 1160 1230 1410 1480 2090 2160 2900 2960 3260 3340 3440 3680
IV пояс Середина 300 мм от кольцевого шва — 620 710 1070 1160 1360 1450 2160 2240 3100 3200 3560 3620 3940 4020
V пояс Середина 300 мм от кольцевого шва — 380 480 900 99(Х 1230 1330 2120 2210 3200 3300 3700 3820 4160 4250
VI пояс Середина 300 мм от кольцевого шва — 50 150 580 680 920 1020 1840 1940 2920 3040 3440 3540 3900 4000
Нижний узел Стенка Днище 180 280 520 810 740 1190 860 1350, 1270 1980 1680 2630 1880 2940 2080 3250
Зона врезки люка-лаза Кольцевые напряжения Радиальные напряжения — 2500 810 3400 1100 4450 1440 — —
Зона врезки трубопрово- ' ДОВ Кольцевые напряжения Радиальные напряжения — — — 1250 1700 2220 — —
• Принято, что усилительное кольцо полностью компенсирует ослабление, т. е.
коэффициент концентрации равен единице.
217
Таблица 39
Усредненные радиальные перемещения корпуса опытного
резервуара по результатам экспериментальных исследований
№ пояса 1 Место определения перемещений Испытательная нагрузка, приведенная к столбу воды, М
8,2 10,2 10,8 11,4 20,75 25,0 После испы- тания
I Середина Зона шва на верху пояса 6,4 5,2 3,5 4,6 7,4 6,2 12,0 10,0 56,0 10,0 89,0 33,0 66,0 50,0
II Середина Зона шва на верху пояса 6,0 5,7 3,8 2,9 5,9 5,2 11,0 9,5 8,0 22,0 29,0 45,0 52,0 70,0
III Середина Зона шва на верху пояса 7,4 7,2 7,4 8,9 7,8 9,9 14,0 16,0 34,0 108,0 36,0 127,0 65,0
IV Середина Зона шва на верху пояса 6,5 7,5 8,5 9,5 8,6 12,0 16,0 20,0 11,0 20,0 12,0 64,0 49,0 91,0
V Середина Зона шва на верху пояса 6,9 6,3 13,0 20,0 13,0 17,0 23,0 26,0 81,0 33,0 171,0 108,0 170,0 123,0
VI Середина Зона шва на верху пояса 8,8 6,6 19,0 20,0 18,0 18,0 25,0 22,0 14,0 33,0 76,0 31,0 48,0 6,6
днище резервуара меридиональные напряжения больше коль-
цевых и при эксплуатационных нагрузках не превышают 1300—
1500 кГ/см2.
3. Величины напряжений при расчетных нагрузках, соот-
ветствующих столбу воды высотой 12 м, не превышают получен-
ных экспериментальным путем — 1820 кГ/см? и установленных
теоретически — 1520 кПсм3. В основной массе точек напряжения
оказываются не больше 1000—1100 кГ/см2.
Таким образом, значения напряжений, полученных обоими
методами, оказываются весьма близкими друг другу и не превы-
шают предела текучести стали.
4. При уровне воды 20,75 м, т. е. на 70% больше расчетного,
в некоторых точках возникают напряжения выше предела теку-
чести стали. При нагрузках, вдвое превышающих расчетные,
напряжения близки к пределу текучести (2800—3000 кГ/см2).
5. В зоне трубопроводов концентрации напряжений не наблю-
дается. Объясняется это тем, что размеры фартука полностью
компенсируют ослабления.
6. В зоне врезки люка-лаза по экспериментальным данным
при расчетных нагрузках концентрации напряжения также не
наблюдается, но расчетные напряжения получаются сравнительно
большими.
218
Таблица 40
Радиальные перемещения корпуса опытного резервуара
по результатам теоретических исследований
• № пояса I Место определения перемещения Испытательная нагрузка, приведенная к столбу ВОДЫ, -И
8,2 10,5 12,0 16,0 20,75 23,0 25,0
Середина На расчетном уровне 4,5 5,9 6,8 9,2 12,0 13,0 15,0
I 300 мм от шва . . . Зона от шва на верху 4,8 6,2 7,1 9,6 13,0 13,0 15,0
пояса 4,0 5,1 6,5 9,1 12,0 — 15,0
Середина На расчетном уровне 4,9 6,7 8,0 11,0 15,0 17,0 19,0
П 300 мм от шва . . . Зона от шва на верху 5,2 7,1 8,3 12,0 15,0 17,0 19,0
пояса 4,1 5,2 6,8 10,0 14,0 —— 17,0
III Середина На расчетном уровне 4,2 6,3 7,7 11,0 16,0 18,0 20,0
300 мм от шва . . . Зона от шва на верху 4,6 6,7 8,1 12,0 16,0 18,0 20,0
пояса 3,0 5,0 6,2 10,0 13,0 — 18,0
Середина На расчетном уровне 3,4 5,9 7,5 12,0 17,0 19,0 22,0
IV 300 мм от шва . . . Зона от шва на верху 3,8 6,2 8,0 12,0 17,0 20,0 22,0
пояса 2,4 4,8 5,5 11,0 15,0 — 20,0
Середина На расчетном уровне 2,1 4,9 6,7 12,0 17,0 20,0 23,0
V 300 мм от шва . . . Зона от шва па верху 2,6 5,4 7,2 12,0 18,0 21,0 23,0
пояса 1,2 3,8 4,4 11,0 16,0 — 22,0
Середина На расчетном уровне 0,3 3,2 5,0 10,0 16,0 19,0 21,0
VI 300 мм от шва . . . Зова от шва на верху 0,8 3,7 5,6 11,0 17,0 19,0 22,0
I пояса 0,6 2,6 2,2 9,1 16,0 — 20,0
219
7. В зонах горизонтальных кольцевых швов зафиксированы
значительные меридиональные и кольцевые напряжения, дохо-
дящие в некоторых точках до величин напряжений в листах пояса,
что является результатом влияния изгиба и местных отклонений.
При нагрузках, превышающих расчетные более чем в 2 раза,
напряжения в кольцевых швах превышают предел текучести
стали.
8. Сравнение экспериментальных и теоретических значений
напряжений показывает, что для массы точек они весьма близки
друг к другу. При этом, как правило, экспериментальные значе-
ния оказываются несколько ниже теоретических, за исключением
местных напряжений, связанных с краевым эффектом.
9. Теоретические исследования показывают, что неравномер-
ные осадки 40—50 мм вызывают дополнительные напряжения
в пределах 200—300 кГ/см2. Большие осадки опасны и не должны
быть допущены.
10. Принятая методика исследований дает достаточно четкую
и полную картину напряженного состояния несущих элементов
резервуара.
Материалы экспериментальных и теоретических исследований
радиальных перемещений корпуса и данные табл. 39 и 40 пока-
зывают следующее.
1. Радиальные перемещения, полученные из эксперимента
для нагрузок не выше расчетных (до уровня воды 12 м), близко
сходятся с результатами теоретических исследований. Как пра-
вило, экспериментальные значения оказываются несколько больше,
что может быть объяснено влиянием неровностей и их выравни-
ванием.
2. При уровне воды 20,75 м и выше перемещения резко воз-
растают, что служит признаком появления текучести стали.
Поэтому перемещения, определенные для этих нагрузок,
следует рассматривать как условные, поскольку они вычислены
при постоянном модуле упругости стали. В действительности
модуль упругости за пределом текучести резко уменьшается и
перемещения будут значительно больше.
3. Абсолютное удлинение (увеличение) радиуса при макси-
мальной нагрузке (уровень воды 25 м) составляет на пятом поясе
171 мм, что соответствует относительному удлинению 1,5%.
Таким образом, при сравнительно высоком напряжении (около
4250 кГ/см2), близком к пределу прочности стали, относительное
удлинение в резервуаре оказалось в 15—20 раз меньше, чем
получаемое обычно при испытании стандартных образцов.
Это показывает, что в листовых конструкциях явления
«шейки» не наблюдается, и пластические деформации получаются
весьма низкими.
4. При наибольших нагрузках максимальные осадки песчаного
основания не превышают 40—50 мм. Доля неравномерных осадок
оказывается еще меньше. Поэтому влияние неравномерных осадок
220
на напряженное состояние нижнего узла резервуара при испыта-
нии в общем не велико и не превышает 100—200 кГ/см?.
5. Примененная методика экспериментального исследования
радиальных перемещений корпуса достаточно четко выявляет
фактическую деформативность корпуса.
В заключение ограничимся кратким изложением общих выво-
дов и практических предложений, вытекающих из выполненных
исследований.
1. Экспериментальное исследование опытного резервуара
емкостью 5000 м3, сооруженного в соответствии с действующими
техническими условиями с доведением его до предельного состоя-
ния по деформациям, выявило действительную работу сварного
вертикального цилиндрического резервуара как в упругой, так
и в упруго-пластической стадиях.
2. Напряженное состояние и деформативность корпуса резер-
вуара и зон концентраций напряжений оказались крайне неравно-
мерными. Поэтому появление местных пластических деформаций,
а при низких температурах металла и возникновение трещин ста-
новятся возможными, если в конструкции применены несоответ-
ствующие марки сталей, электродов и других материалов или
имеются технологические дефекты в сварных швах.
Для обеспечения надежной работы сварных резервуаров при
низких температурах необходимо ограничить величину предельно
допустимых напряжений в зависимости от температуры металла
в следующих пределах (при условии применения сталей и электро-
дов по СН26-58).
При температуре до —10° С
» » » —20° С
» » » —40° С
» » » —60° С
14—15 kFIcm?
15—16 »
16—17 »
17—18 »
3. Максимальные радиальные перемещения поясов за предела-
ми текучести достигают значительной абсолютной величины
(более 200 лич), что соответствует относительному удлинению
радиуса (или окружности) около 2%. Однако, эти перемещения
значительно меньше тех относительных удлинений, которые
обычно определяются из испытаний стандартных образцов из
стали марки Ст.З в лабораторных условиях (20 4- 30%).
Это обстоятельство показывает, что в сварных листовых кон-
струкциях больших размеров сильного развития местных дефор-
маций (образование шейки) не наблюдается и вследствие пере-
распределения деформаций между сильно и мало напряженными
поясами по сравнению с удлинениями стандартных образцов
радиальные перемещения относительно малы.
В эксплуатационных условиях относительные удлинения
даже порядка 1—2% при низких температурах вследствие пони-
женных пластических свойств стали могут привести к образованию
трещин. Поэтому напряжения в резервуарах и вызванные ими
221.
относительные удлинения для обеспечения надежной работы
резервуаров при низких температурах должны быть ограничены.
Расчетные напряжения без учета дополнительных напряжений
от неравномерной осадки и отклонений геометрической формы
не должны превышать 1300—1400 кГ/см? (для стали марки Ст. 3),
а соответствующие относительные удлинения должны быть не
более 0,13—0,14%.
4. Диаграмма растяжения металла в сварных листовых кон-
струкциях больших размеров заметно отличается от соответствую-
щей диаграммы для стандартных образцов.
При испытании за пределами текучести развитой площадки
текучести не наблюдается. Поэтому практически модуль упруго-
сти при испытании в упруго-пластической стадии не обращается
в нуль, а сохраняет довольно высокое значение.
Полученные диаграммы растяжения дают возможность теоре-
тически, пользуясь формулами теории упругости, определять
перемещения (деформации) в упруго-пластической стадии с введе-
нием соответствующих значений модуля упругости.
5. При отсутствии заметных технологических дефектов в свар-
ных швах и применении качественных сталей сварные вертикаль-
ные цилиндрические резервуары имеют достаточный коэффициент
запаса — более трех по отношению к пределу прочности и более
1,6—1,8 по отношению к пределу текучести.
Указанные запасы прочности находятся, однако, в таких
пределах, что не позволяют уменьшать толщины листов пояса
по сравнению с типовыми проектами.
Вместе с тем исследования показали, что толщины листов
в проектах военного времени, например в резервуаре емкостью
5000 мэ, были недостаточными и переход на большие толщины
(с 8 до 10 мм в первом поясе) обеспечил бблыпую безопасность
резервуаров.
6. Предельным состоянием для сварных вертикальных цилин-
дрических резервуаров является достижение в резервуарах пре-
дельных деформаций. Поэтому расчет указанных резервуаров
следует выполнять по второму предельному состоянию — по
деформациям, с принятием за нормативное сопротивление предела
текучести, а не предела прочности.
Это обстоятельство особенно важно для обеспечения надежной
работы резервуаров в зимних условиях, когда пластические
свойства металла в резервуарах, испытывающих плоское напря-
женное состояние, значительно снижаются.
7. При испытании опытного резервуара десятый пояс внутрен-
него резервуара потерял устойчивость при избыточном давлении
0,42 кПсм2.
Такое высокое значение критической нагрузки объясняется,
с одной стороны, наличием колец жесткости ниже десятого пояса,
а с другой — наличием сверху кармана, сплошное днище кото-
рого создает большую пространственную жесткость.
222 .
Проверка устойчивости сжатого пояса толщиной 5 мм, уси-
ленного по краям кольцами жесткости, по второй формуле Мизеса,
уточненной П. Ф. Папковичем, показало достаточно хорошую
сходимость результатов.
8. В целях улучшения и усовершенствования конструкций
рекомендуется:
в нижних поясах корпуса при толщинах листов более 6 мм
соединения кольцевых швов выполнять в стык, что должно
уменьшить концентрацию напряжений;
для поясов с толщинами 5 и 4 мм для увеличения простран-
ственной жесткости корпуса применять нахлесточное соединение
кольцевых швов.
Увеличение ширины листов более 1500 мм, как это практи-
куется за рубежом, нецелесообразно, поскольку в этом случае
недостаточно используется металл из-за ступенчатого характера
соединения поясов.
В местах присоединения продуктопроводов из-за их большой
жесткости возникают значительные местные напряжения. По-
этому для уменьшения напряженного состояния целесообразно
увеличить гибкость трубопроводов введением гибких вставок или
увеличением вылета колена примерно вдвое по сравнению с при-
нятым в проектах.
9. Теоретические исследования дали возможность уточнить
методику расчета корпуса и нижнего узла резервуара.
Предлагаемая методика расчета, полученная сравнением полу-
чающихся результатов с материалами экспериментальных иссле-
дований, показывает близкую сходимость и может быть рекомен-
дована для применения как при проектировании, так и при иссле-
довании работы стальных резервуаров разных емкостей.
10. Для повышения надежности работы конструкций необхо-
димо усилить контроль сварочно-монтажных работ с увеличением
процента просвечивания ответственных сварных швов окрайков
днища и нижних поясов, а также утепления нижних узлов резер-
вуаров.
11. Неравномерные осадки основания резервуаров не должны
превышать 40—50 мм на длине контура резервуара, равной 6 м.
При сравнении осадки противоположных точек контура величина
осадок не должна быть более 100 мм.
Глава V
СООРУЖЕНИЕ СТАЛЬНЫХ РЕЗЕРВУАРОВ
ИНДУСТРИАЛЬНЫЕ МЕТОДЫ МОНТАЖА РЕЗЕРВУАРОВ
Стальные резервуары еще 10 лет назад принадлежали к числу
немногих металлоконструкций, изготовляемых почти полностью
на строительной площадке. При этом условия монтажа их были
весьма неблагоприятны. Огромный объем подготовительных,
сборочно-сварочных работ выполнялся на открытом воздухе,
что в значительной степени ставило их в зависимость от времени
года и метеорологических условий. Все это предопределяло сезон-
ность в строительстве резервуарных парков, растянутые сроки
сооружения емкостей, ограниченное применение автоматической
сварки, большую трудоемкость и сложность монтажа, что не
всегда могло гарантировать высокое качество сборочно-свароч-
ных работ.
В связи с быстрым развитием нефтедобывающей и нефтепере-
рабатывающей промышленности и необходимостью резкого увели-
чения емкости резервуарных парков перед строителями была по-
ставлена неотложная задача разработать новые методы скорост-
ного сооружения резервуаров, максимально сократив работы на
строительной площадке.
Советскими инженерами предпринимались попытки перенести
часть заготовительных и сборочно-сварочных работ в полузавод-
ские и заводские условия. Еще в 1929 г. В. П. Вологдин при
монтаже резервуара емкостью 300 м3 разработанным им методом
сверху — вниз применил заготовку поясов полной проектной
длины со сворачиванием их в рулоны в мастерских. Однако из-за
сложности такелажа и других причин этот способ монтажа полу-
чил ограниченное применение.
В 1931 г. А. С. Огиевецкий предложил собрать боковую стенку
резервуара из отдельных укрупненных монтажных элементов,
ширина которых равнялась длине стандартных листов (4,2—6,0 м),
а высота сумме ширины нескольких сваренных листов. Размеры
таких секций не позволяли перевозить их по железной дороге,
а заготовка секций на строительной площадке почти обесценивала
сущность предложения.
224
В 1949—1950 гг. во ВНИИСтройисфти был разработан метод
крупноблочного монтажа резервуаров. Сущность этого метода
заключается в сборке резервуаров крупными блоками, заранее
заготовленными на специальных стендах на строительной пло-
щадке, например днище резервуара емкостью 4800 л*3 собирается
из четырех полотнищ-блоков, а корпус вместо 96 листов стандарт-
ных размеров 6000 X 1500 мм монтируется 12 блоками по 12000 X
X 6000 мм.
В 195.1 г. трест Промтехмонтаж по предложению Г. А. Ильиной
разработал, а позднее и внедрил крупноблочный монтаж резер-
вуаров подращиванием целых поясов.
В отличие от ранее применявшегося трестом Азнефтестрой и
рядом других организаций монтажа резервуаров способом под-
ращивания здесь использовались целиком заготовленные пояса
резервуаров и осуществлялся подъем при помощи одной централь-
ной мачты специальной конструкции. Пояса собирались непосред-
ственно на строительной площадке на стенде с применением авто-
матической сварки. Стенд был снабжен грузоподъемными устрой-
ствами для перекантовки пояса с целью подварки с другой
стороны.
Пояса резервуаров могут заготовляться и в централизованных
мастерских, а затем для удобства транспортировки сворачиваться
в рулоны. В этом случае после сборки и сварки днища устанавли-
вается центральная мачта, имеющая оголовок для крепления
четырех вант, а также на высоте 13 м траверсы по числу полу-
ферм. Под траверсами устанавливаются полуфермы перекрытия
и собирается все перекрытие. Затем, производятся обтяжка вось-
мого пояса резервуара из подготовленной заранее заготовки.
Обтяжка ведется при помощи электролебедки грузоподъемностью
1,5 т. Замыкающий шов собирается внахлестку. После установки
уторного уголка по восьмому поясу оборачивается седьмой пояс,
а затем все перекрытие с восьмым поясом на мачте при помощи
одной пятитонной лебедки и системы полиспастов поднимается
на высоту пояса, и седьмой пояс приваривается к восьмому.
По окончании монтажа двух верхних поясов на верхнем поясе
устанавливаются опоры, а на них при помощи автокрана прогоны,
подаются радиальные балки, листы настила кровли и монтируется
кровля.
Затем вокруг седьмого пояса оборачивают шестой и снова
перекрытие с кровлей и смонтированными поясами поднимают
на высоту пояса. Все операции повторяются, пока не будет смон-
тирован и приварен к днищу весь корпус.
К достоинствам этого метода следует отнести выполнение вер-
тикальных наиболее ответственных швов боковой стенки автома-
тической сваркой монтаж перекрытия и кровли, установку обору-
дования на небольшой высоте без подмостей, сборку и сварку
боковой стенки с земли, что намного упрощает работы. Существен-
ными недостатками метода являются относительно сложный
15 Заказ 883.
22">
такелаж и процесс сборки целых поясов, а также необходимость
в специальной оснастке и приспособлениях. Однако указанный
метод имел некоторое распространение на практике.
Из описанных выше способов только монтаж резервуаров
подращиванием при помощи одной центральной мачты содержит
элементы заводской заготовки — заводское изготовление рулонов
поясов полной проектной длины.
В дальнейшем индустриализация работ по сооружению
резервуаров получила наибольший размах, и в настоящее время
заводское изготовление всех элементов резервуаров стало основ-
ным методом их строительства.
В 1944 г. по предложению Г. В. Раевского в Институте элект-
росварки им. Е. О. Патона была начата разработка метода заго-
товки на заводах днищ, боковых стенок и кровли цилиндриче-
ских вертикальных резервуаров. В разработке и совершенство-
вании этого метода приняли участие ВНИИСТ, монтажные орга-
низации Главнефтемонтажа и др.
Сущность нового метода заключается в том, что в цехах на
специальных стендах изготовляются днище и боковая стенка
в виде плоских полотнищ, которые затем сворачивают в габарит-
ные рулоны, а кровля выполняется в виде отдельных щитов.
На строительную площадку все элементы резервуаров поступают
в готовом виде, и монтаж сводится лишь к сборке отдельных
конструкций.
В 1949 г. был проведен первый промышленный опыт изгото-
вления боковой стенки резервуара РВС емкостью 4800 м3 в завод-
ских условиях и монтажа резервуара из рулонной заготовки,
полностью подтвердивший техническую возможность и огромные
преимущества этого метода.
В настоящее время строительство резервуаров из заводской
рулонной заготовки стало основным способом строительства
резервуаров.
Одно из основных достоинств заводского метода изготовления
резервуаров — выполнение всех технологических операций в
цехах, что обеспечивает более хорошее качество работ, а также
высокую производительность сборки и сварки.
Обработка и правка листового металла, обрезка и зачистка
кромок проводятся механизированно, при помощи совершенного
оборудования. Выполнение всех стыков автоматической сваркой
под флюсом и тщательный контроль сварных швов гарантируют
высокбе качество резервуарной заготовки. Поточно-конвейерное
изготовление рулонов отличается высокой производитель-
ностью.
Сборка резервуаров из готовых элементов намного сокращает
сроки монтажа.
При обычном способе монтажа из отдельных листов на весу
листы соединяются нередко под некоторым углом, что может
быть также следствием недостаточной подвальцовки концов лис-
226
тов. Все это вызывает отклонение боковой стенки от цилиндриче-
ской поверхности и приводит к ломаному очертанию образу-
ющей.
При сборке полотнищ на стендах можно обеспечить их пра-
вильную геометрическую форму; следовательно, при сворачива-
нии может быть получен правильный цилиндр, что в значительной
степени предопределяет форму будущего резервуара.
Технология изготовления днищ, боковых стенок и элементов
кровли резервуаров в заводских условиях существенно отли-
чаются от общепринятой технологии сборки и сварки этих элемен-
тов непосредственно на монтажной площадке.
Сборка и сварка в заводских условиях полотнищ огромных
размеров (12,0 X 72,0 м) для боковых стенок РВС-5000 и днищ
этого резервуара диаметром 23 м затрудняют возможность их
перекантовки для подварки швов с обратной стороны. Это вызвало
необходимость решить вопросы односторонней сварки листов
металла или применить специальные двухъярусные стенды.
При заводском изготовлении потребовалось также изменить
конструкцию резервуаров, изготовить специальное оборудование
и разработать новые методы монтажа.
Для обеспечения транспортировки заготовленных элементов
резервуара больших размеров по железной дороге необходимо
было исследовать возможность сворачивания листовых конструк-
ций в габаритные рулоны. Размеры рулонов должны увязываться
с габаритами подвижного состава, а для перевозки по нормаль-
ному тарифу соответствовать железнодорожному габариту IB.
Возможная величина наружного диаметра рулона определяется
шириной пола платформы, равной 3,25 м.
Наиболее трудно сворачивание боковых стенок резервуаров
большой емкости, имеющих в нижних поясах толщину 8—10 мм,
так как изгиб толстых листов по радиусу, обеспечивающему габа-
ритность рулонов, может вызвать остаточные деформации.
В настоящее время промышленность освоила заводскую
заготовку резервуаров емкостью до 5000 .и3, толщина сте-
нок которых меняется по высоте от 4 до 10 мм. При сворачи-
вании стенки в рулон диаметром 2,66 м в нем будет восемь
слоев. Общая толщина такого восьмислойного рулона прини-
мается по расчету равной 100 мм. Она может быть выдержана,
если сворачивание происходит по правильной окружности и один
виток прилегает к другому без значительных зазоров. Наружный
диаметр рулона составляет 3,0 м, что меньше величины, допускае-
мой габаритом подвижного состава IB.
Институт электросварки им. Е. О. Патона провел ряд экс-
периментальных работ, чтобы определить характер деформации
листов за пределами упругости, влияние продольных и попереч-
ных швов и их пересечений на плавность деформации, а также
установить значение остаточной деформации листов в зависимости
от их толщины.
15*
227
Верхние пояса РВС-5000 толщиной 5 мм при сворачивании
по указанному радиусу будут изгибаться в пределах упругости,
нижние же более толстые листы получат остаточную деформацию.
На величину остаточной деформации влияют радиус сворачи-
вания, предел упругости стали и толщина листа. Остаточная кри-
визна в результате сворачивания будет тем больше, Чем меньше
радиус сворачивания, ниже предел текучести и больше толщина
изгибаемых листов.
Как известно из теории изгиба пластин, зависимость напря-
жения о в крайних волокнах листа от радиуса его кривизны R
выражается формулой
ЕЬ
2 (1 — ц2) Е
(169)
Рис. 93. Эпюра напряжений листа
, при изгибе.
где Е — модуль упругости, ста-
ли; . ..
6 — толщина листа;
р, — коэффициент Пуассона.
Так как в начальный мо-
мент явление текучести зависит
не от напряжения, а от дефор-
маций волокон, более правиль-
ные результаты, как показали
опыты, получаются на основа-
нии формулы для изгиба стерж-
ней
0 = ^- (170)
При максимально “ возможном в условиях железнодорожного
габарита радиусе сворачивания и предела текучести для стали
марки Ст.З предельная толщина листов, изгибаемых без остаточ-
ных деформаций, составляет 4,3 мм. Практически же без ощути-
мых пластических деформаций происходит сворачивание листо-
вой стали толщиной до 5 мм.
При постепенном увеличении изгиба листа напряжения в его
крайних волокнах достигают предела текучести. Соответствующая
эпюра напряжений показана на рис. 93,а. Дальнейшее увеличе-
ние изгиба вызывает появление на треугольной эпюре уширения
верхнего основания трапеции (рис. 93,6). Если в таком положе-
нии изгиб прекратить и дать возможность листу выпрямцться,
то он не вернется к первоначальной плоской форме, а получит
некоторую остаточную кривизну. Следовательно, в этом случае
в листе имеются остаточные напряжения, эпюра которых при-
ведена на рис. 93,в.
Лист находится в основном под действием внешней нагрузки,
и поэтому эпюра остаточных напряжений должна удовлетворять
228.
обычным условиям равновесия статики. При этом искомые оста-
точные напряжения и деформации определяются из условия ра-
венства моментов относительно нейтральной оси площади тре-
угольника АБВ и площади треугольника ОВГ (рис. 93).
Поскольку основной интерес представляют не остаточные
напряжения, а остаточная деформация, более удобным оказы-
вается ввести понятие о фиктивном напряжении ОфИКТ, под кото-
рым следует понимать такое напряжение, которое должно быть
в крайнем волокне при данной кривизне листа, если изгиб про-
исходил упруго, без пластической деформации.
Приравнивая нулю сумму моментов площадей треугольников
АБВ и ОВГ и произведя необходимые преобразования, можно
выразить радиус остаточной кривизны следующей формулой:
<171>
К оК —j— z
где В2 — радиус остаточной кривизны;
Вг — радиус сворачивания;
к — отношение предела текучести к фиктивному напряже-
нию при изгибе.
Из этой формулы, принимая радиус сворачивания равным
заданной величине, легко определяем радиус остаточной кри-
визны.
Расчетные данные свидетельствуют о том, что при монтаже
резервуаров для разворачивания нижнего пояса необходимо
приложить к нему радиальные усилия, направленные от центра
днища. При этом расправлению стенки будут помогать упруго
разворачивающиеся верхние пояса из тонкого металла.
Следует отметить, что при подсчете радиусов остаточной
кривизны были использованы формулы изгиба линейных эле-
ментов. Для стенки резервуара вследствие невозможности ее де-
формации перпендикулярно направлению изгиба нужно пользо-
ваться формулами не для стержней, а для пластинок и вместо
обычной жесткости при изгибе вводить так называемую цилин-
дрическую жесткость определяемую формулой
С = , (172)
1 — ц2 ' '
где р. — коэффициент Пуассона.
Для стали этот коэффициент можно принять равным 0,3.
Тогда С = 1,1 Е1.
В широких пластинках повышение жесткости увеличивает
напряжение при изгибе, что обусловливает несколько большую
остаточную кривизну полотнища.
Многочисленные экспериментальные работы Института элект-
росварки им. Е. О. Патона и опыт промышленного изготовления
боковых стенок показали, что деформация полотнищ при изгибе
229
по выбранным радиусам носят плавный характер, переломы отсут-
ствуют даже в поясах из толстых листов, сворачиваемых в преде-
лах упруго-пластических деформаций. Наличие на полотнищах
продольных и поперечных швов, а также пересечение швов суще-
ственно не нарушает правильной формы цилиндра.
Во время разворачивания рулонов нижние пояса принуди-
тельно получают форму правильной окружности, незначительные
отклонения от которой, наблюдающиеся при монтаже боковых
стенок, не оказывают значительного влияния на работу стенки.
При сворачивании боковых стенок резервуаров емкостью
5000 м3 тонкие листы металла изгибаются в пределах упругости,
а более толстые в упруго-пластической стадии деформации ме-
талла.
Рис. 94. Эпюра напря-
жений листа при изгибе.
Рис. 95. Эпюра напряже-
ний листа при изгибе.
В нижних поясах больших резервуаров в результате изгиба
по радиусу 1330 мм появляются остаточные напряжения. Вопрос
о их влиянии на прочность представляет большой теоретический и
практический интерес.
Остаточные напряжения имеются во всех сварных листовых
конструкциях. Вдоль сварных швов они, независимо от метода
монтажа резервуаров, достигают предела текучести.
В полотнищах, изготовляемых на заводах автоматической
сваркой, возникают такие же остаточные напряжения. Но вели-
чина этих напряжений в процессе сворачивания и разворачивания
полотнищ уменьшается вследствие пластической деформации
отдельных волокон. При обычном способе сборки и сварки
резервуаров продольные остаточные напряжения в сварных
швах и прилегающей зоне основного металла нижнего пояса
толщиной 8 мм достигают величины предела текучести и изобра-
жаются эпюрой, приведенной на рис. 94. Эпюра продольных
остаточных напряжений в зоне шва нижнего пояса, получаемых
при изготовлении резервуаров методом сворачивания, показана
на рис. 95.
230
Сопоставление эпюр показывает, что в наружных волокнах
напряжение значительно уменьшилось, и в целом в зоне сварных
швов резервуара, изготовленного новым методом, остаточные
напряжения оказываются меньше, чем в резервуарах, собираемых
обычным способом из вальцованных листов. Однако напряжение
в листах в результате сворачивания получаются больше, чем при
обычном способе холодной гибки листов на вальцах. Заполнение
резервуара водой выравнивает напряжения в стенке в обоих
случаях.
Остаточные напряжения, возникающие в процессе сворачива-
ния и разворачивания, а так же как и вообще все остаточные
напряжения, оказывают незначительное влияние на прочность
конструкций. Если сталь имеет сравнительно высокий порог
хладноломкости и разрушается при отрицательных температурах
хрупко, влияние остаточных напряжений на понижение проч-
ности увеличивается. Для заводского метода изготовления и во-
обще для сооружения резервуаров любыми методами следует
избегать применения стали с высоким порогом хладноломкости.
При исследовании влияния сворачивания и разворачивания
на прочность особый интерес представляет рассмотрение вопроса
возможности появления трещин в основном металле или в швах
при изгибе за пределами упругости.
Испытание сварных швов по стандарту производится изгибом
вырезанных образцов вокруг пуансона с радиусом закругления,
равным толщине образца. При таком изгибе не должны возни-
кать трещины.
Радиус сворачивания полотнища в рулон равен 1330 лии.,
а радиус загиба при испытании, например, для металла толщиной
8 мм в 150 раз менее радиуса сворачивания. Вполне естественно,
что при таких высоких требованиях к качеству сварных швов
трещины не должны образовываться. Это подтверждается практи-
кой. Трещины образуются только при некачественных швах,
заваренных с отступлением от правил технологии, или с примене-
нием недоброкачественной электродной проволоки и флюса.
При пластических деформациях следует ожидать старения
основного металла и металла сварных швов. Применение гибки
по радиусам, меньшим чем при сворачивании полотнищ резервуа-
ров, показывает, что при новом методе не следует опасаться
особого влияния старения на прочность основного металла. Про-
веденные в Институте электросварки в 1948 г. опыты приводят
к выводу, что швы, сваренные под флюсом, имеют большую стой-
кость против старения.
При заводском изготовлении днищ, боковой стенки и настила
кровли резервуаров в виде плоских полотнищ с последующим
сворачиванием их в габаритные рулоны необходимы некоторые
изменения в конструкции металлических резервуаров.
Первоначальная одноярусная конструкция сборочно-свароч-
ных стендов и, следовательно, односторонняя автоматическая
231
сварка потребовала сварки листов
в стык, причем расположение
сварных швов в основном опре-
делялось стремлением обеспечить
поточное производство сборочно-
сварочных работ широким фрон-
том.
Переход на изготовление днищ
и корпусов резервуаров на
двухъярусных стендах с двусто-
ронней сваркой позволило приме-
нять нахлесточные соединения,
что привело к значительному
изменению конструкции корпуса
и днища и обеспечило более
высокое качество сварных швов,
так как на двухъярусном стенде
имеется доступ к обеим сторонам
М1:2й0
SM-----1 Г---(№11
полотнища и возможна сварка
швов с двух сторон в нижнем
положении.
Применение двухъярусных
стендов позволило также исполь-
зовать для тонких листов, вместо
трудоемких стыковых соедине-
ний нахлесточные стыки, не тре-
бующие обрезки листов и умень-
шающие трудоемкость операций
по подготовке кромок и сборке
стыков.
Конструкция днища и боко-
вой стенки резервуара емкостью
5000 № со щитовой кровлей,
разработанные Гипроспецпром-
строем для изготовления на двухъ-
ярусных установках, приведены
1IW
Рис. 96. Техническая характери-
стика монтажных элементов за-
водского изготовления РВС-5000.
а — днище (вариант с прямыми окраи-
нами); б — днище (вариант для сварки
на магнитном стенде); в — рулон дни-
ща; г — центральная стойка; д—рулон
корпуса; в — корпус резервуара; ж —
шахтная лестница; з — щиты покрытия.
на рис. 96. В этом случае листы четырех нижних поясов толщиной
6, 7, 8 и 10 мм собираются в стык по коротким и длинным сторо-
нам, листы верхних четырех поясов также в стык по коротким
кромкам в пояса, а пояса с толщиной листов 6 и 5 мм соединяются
внахлестку.
Предусматриваются две конструкции днища; одна применяется
для сборки на электромагнитном стенде со всеми стыковыми
соединениями; в другой (вариант с прямыми окрайками) листы
средней части толщиной 5 мм выполняются внахлестку, а листы
окраек толщиной 8 мм в стык. Покрытие в таких резервуарах
представляет собой щитовую конструкцию; у резервуаров РВС-100
и РВС-200 оно состоит из двух щитов — половин, у других
232
3^9* ___ . , Г^“
Рис. 96.
233
резервуаров из различного количества радиальных щитов и
одного центрального.
Все резервуары этого типа имеют центральную стойку, за
исключением резервуаров емкостью 100 и 200 л3. Большие резер-
вуары имеют лестницу шахтного типа. В малых резервуарах
вместо шахтных лестниц применяются наклонные, причем в
резервуарах емкостью 100 и 200 л3 одномаршевые, а начиная
с 300 лг‘ двухмаршевые.
Все конструкции резервуаров со щитовым покрытием полностью
изготовляются на заводах.
Днища резервуаров емкостью 100 и 200 л3 диаметром 4,8 и
6,8 м собираются целиком, а днища резервуаров большей емкости—
из двух элементов, не одинаковых по размеру. Листы днищ
соединяются внахлестку по коротким и длинным сторонам. В
больших резервуарах только окрайки собираются в стык.
Листы корпусов всех резервуаров собирают в стык по корот-
кой стороне, и внахлестку по длинным сторонам у резервуаров
емкостью до 1000 включительно. У резервуаров же большей
емкости нижние пояса по длинным и коротким сторонам выпол-
няются в стык.
Изготовление элементов резервуаров на заводах
Впервые заводским способом корпус резервуара емкостью
4600 м3 был изготовлен в 1949 г. на первой опытно-промышлен-
ной установке Куйбышевского завода металлоконструкций.
В дальнейшем технология непрерывно совершенствовалась и в
настоящее время значительно отличается от первоначальной.
Иную конструкцию, существенно отличающуюся от первых уста-
новок, имеют и современные установки по сборке, сварке и свора-
чиванию полотнищ.
Схема первой установки для изготовления и сворачивания
днищ показана на рис. 97.
Установка состоит из электромагнитного стенда длиной 1,6 м,
на котором заранее раскроенные листы днища свариваются по
коротким сторонам в стык, образуя полосы шириной, равной
ширине листов. Полосы имеют переменную длину; наиболее длин-
ными являются средние полосы днища.
Листы металла укладываются на электромагнитный стенд так,
чтобы ось зазора совпадала с осью канавки медной подкладки.
Затем листы прижимают к подкладке магнитами и ставят одну
прихватку в конце стыка. В зазор засыпают мелкий флюс, обстуки-
вая кромки деревянным молотком. Избыток флюса после этого
удаляется.
Сварку ведут трактором ТС-17М, вручную, направляя электрод
по стыку при помощи корректора. При сварке электродной про-
волокой диаметром 2 мм обязательно применение специального
направляющего мундштука.
234
Рис. 97. Первая установка для изготовления днищ.
1 — электромагнитный сборочный стенд для сварки листов по короткой стороне; 2 — элект-
ромагнитный сборочный стенд для приварки полос к полотнищу; 3 — кольца сворачи-
вающего устройства; 4 — ролики кольца; 5 — балка коробчатого сечения для опирания
колец; в — шарнир кольца; 7 — защелка; 8 — подъемная часть кольца для выкатки
рулона; 9 — сварочный трактор; 10 — электромагниты; 11 — медная подкладка.
По мере сварки листов полосу протаскивают лебедкой неболь-
шой грузоподъемности. После окончания сварки очередной полосы
на полную проектную длину, ее подтаскивают к уже сваренному
полотнищу.
Полосы соединяют между собой внахлестку на специальном
стенде 2, общей длиной 12 м. Медная подкладка 11, -в этом случае
в отличие от подкладки для сварки стыковых соединений делается
235
гладкой без канавки (рис. 97, разрез ВБ). Так как при сварке
нахлесточных швов кромки листов находятся в разных плоскостях,
группа электромагнитов по одну сторону подкладки выдвигается
выше ее на толщину свариваемых листов.
Кромки уложенных на стенд полос, прижимаются к подкладке
магнитами, после чего ставят прихватки. Сварку ведут наклон-
ным электродом в плоскости, перпендикулярной шву.
При сварке нахлесточных швов большое значение имеет точное
направление сварочной дуги по кромке. Отклонение шва на верх-
нюю кромку вызывает избыток расплавленного металла, наплывы
и несплавления. Отклонения от верхней кромки дают излишнюю
глубину провара, причем иногда даже валик ложится только на
нижний лист.
Для точного направления электрода по кромке применяют
копирные ролики, входящие в комплект сварочного трактора,
которые в процессе сварки должны плотно прилегать к вершине
угла, образованного нахлесточным соединением.
После приварки каждой полосы к полотнищу последнее свора-
чивают на ширину полосы (1,4—1,5 м). При этом освобождается
место для сборки следующей полосы и т. д.
Таким образом, установка для сборки и сварки работает по
принципу пульсирующего конвейера: рабочие места неподвижны,
операций выполняются в определенной последовательности, изде-
лие периодически передвигается, и работа идет по определенному
ритму.
Полотнища днищ сворачиваются на стенде без барабана. Сво-
рачивающее устройство имеет вид полой цилиндрической кон-
струкции, представляющей собой ряд колец, внутрь которой
втягивается полотнище. Со стороны сборочно-сварочного стенда
кольца разрезаны в том месте, где внутрь их пропускается свора-
чиваемое полотнище-. С-едной стороны кольца опираются на мощ-
ную балку 5 коробчатого сечения.
Для извлечения готовых рулонов днищ из сворачивающего
устройства кольца делают разъемными. Каждое кольцо имеет
шарнир 6, защелку 7 и снабжается с внутренней стороны роли-
ками 4, предназначенными для уменьшения трения сворачивае-
мого полотнища о кольцо. <
Устройство для сворачивания имеет две приводные лебёдки,
при помощи которых полотнище втягивается внутрь колец.. Его
работа складывается из трех основных моментов.
1. Сворачивающее устройство закрыто на защелку. При помо-
щи лебедок передний край полотнища вводится внутрь колец
и встречая внутренние ролики, начинает загибаться в цилиндр.
2. Через определенные интервалы полотнище подается внутрь
устройства и замыкается первый виток, на который в дальнейшем
навиваются последующие витки.
3. Свернутый рулон закрепляется, открываются ; кольца и
рулон .из сворачивающегося устройства выкатывается на стеллаж.
236
Такая технология изготовления днищ получила весьма огра-
ниченное применение. у ,
Изготовление боковой стенки, полотнище которой имеет
наибольшие размеры и вес из всех листовых конструкций резер-
вуара и требовало в первоначальной конструкции соединения всех
листов между собой в стык, состоит из четырех основных опера-
ций:
1) сборки и сварки листов по их длинной стороне на всю высоту
резервуаров в секции;
2) сборки и сварки секций в полотнище;
3) испытания сварных швов на плотность;
4) сворачивания полотнища в габаритный рулон.
Рис. 98. Схема одноярусной установки для изготовления боковых стенок
резервуара.
Г'-—ёклад листов; 2 — поворотная консоль с тельфером: грузоподъемностью Гт: 3—
электромагнитный стенд для сборки и сварки секций в полотнище;. 5 — станина сворачи-
вающего. устройства; 6 — планшайбы сворачивающего устройства; 7 — рулон боковой
стенки; 8 — стеллаж для выкатывания рулонов.
Все указанные технологические операции выполняются на
специальной установке (рис. 98). .
По мере сварки листов секция передвигается по рольгангу
и после приварки последнего (восьмого) листа сдвигается на длину
листа и попадает на электромагнитный стенд для присоединения
к уже сваренному полотнищу. Второй электромагнитный стенд
отличается от стенда сборки листов в секции только длиной;
принцип же работы и конструкция обоих стендов одинаковы.
Если сборка стыков под сварку листов не представляет особых
трудностей, то сборка ответственного вертикального стыка на всю
высоту резервуара при присоединении секций к полотнищу
является очень сложной и трудоемкой операцией.
Сварочные стенды, примыкающие к ним стеллажи и рольганги,
подняты на 1,8—2 м над уровнем пола, что позволяет проверять
швы промазыванием керосином и подваривать дефектные места.
Сворачивающее устройство представляет собой две планшайбы,
установленные на сварных станинах, связанных рамой, и прово-
237
дятся в синхронное вращение через систему тросов электро-
лебедкой.
Планшайбы имеют диаметр около 3 ми отстоят друг от друга
на расстоянии, превышающем высоту боковой стенки резервуара
на 100 мм. Они свободно вращаются на цапфах, неподвижно
закрепленных на станинах.
Вначале планшайбы соединялись между собой в начальный
момент сворачивания съемной балкой, к которой прикрепляется
передний край полотнища. Позднее сворачивание производилось
на шахтную лестницу специальной конструкции.
Общий вид установки для сворачивания рулонов показан на
рис. 99. Рядом виден готовый рулон, подготовленный к отправке.
Группой инженеров треста Стальмонтаж для изготовления
днищ и боковых стенок была предложена двухъярусная установка.
В настоящее время двухъярусный стенд значительно усовершенст-
вован. Общий вид стенда показан на рис. 100.
Установка для изготовления и сворачивания рулонов состоит
из пространственного двухъярусного стального каркаса, сворачи-
вающего устройства и барабанов для перемотки полотнищ на
верхний ярус.
На рис. 101 приведена схема двухъярусного стенда для изго-
товления корпусов и днищ резервуаров конструкции проектно-
наладочной конторы Главнефтемонтажа. На нижнем ярусе про-
изводится сборка и сварка полотнища днища или корпуса из
отдельных листов. Сборка выполняется на металлических стел-
лажах магнитного стенда. В некоторых конструкциях стендов
установка электромагнитных прижимов для сборки стыковых
соединений не предусматривается.
Листы металла из цеха обработки с обрезанными и простро-
ганными кромками подаются комплектами для сборки секций
днища или корпуса. Непосредственно на сборочный стеллаж
первого яруса листы подаются электроталью, снабженной электро-
магнитным захватом.
На первом ярусе все стыковые швы свариваются автоматиче-
ской сваркой с применением трактора ТС-17М. Трактор может
применяться с переделкой его на многоэлектродную сварку.
Сварка выполняется с проплавлением на 50—70% от толщины
листов на постоянном токе обратной полярности. Прерывистые
нахлесточные швы свариваются вручную.
Для автоматической сварки питание производится от агрега-
тов постоянного тока ПСМ-1000 или ПС-500. Ручная сварка про-
изводится также от сварочных агрегатов постоянного тока, обе-
спечивающих силу тока не менее 250 а.
Собранный и сваренный участок полотнища сначала подтяги-
вается к барабану, а затем перематывается на второй ярус.
На втором ярусе производится автоматическая сварка стыко-
вых и нахлесточных швов. Изготовленный участок полотнища
238
Рис. 99. Общий вид одноярусной установки со стороны сворачивающего
устройства.
Рис. 100. Общий вид двухъярусной установки со стороны перемоточных
барабанов.
Рис. 101. Схема двухъярусного стенда для изготовления корпусов и днищ
резервуаров.
1 — стеллажи первого яруса; 2— холостой барабан; 3—стеллажи второго яруса;
I — сворачивающее устройство; 5 — монорельс; в — стеллаж для готового рулона;
7 — полотнище корпуса; 8 — готовый рулон; I, II и III — рабочие места по сборке,
сварке и испытанию полотнищ.
239
перемещается к сварочному устройству, шестиметровый участок
перед сворачивающими устройствами отводится для проверки
качества сварных швов. Сварные швы проверяются внешним
Рис. 102. Сворачивающее устройство.
1 — привод; 2 — планшайбы.
Рис. 103. Центральная стойка с промежуточными кольцами,
приспособленная для сворачивания днища.
осмотром, просвечиванием гамма-лучами радиоактивных препара-
тов и методом магнигографии. Плотность сварных швов про-
веряется керосином с нижней стороны полотнища. Для ускорения
этого испытания швы прогреваются газовой горелкой до 50—
70° С, а затем трижды, через каждые 10 мин. смачиваются.
240
Все обнаруженные в процессе испытания дефекты вырубаются
или выплавляются, завариваются и подвергаются повторным
испытаниям.
Сворачивающее устройство, представленное на рис. 102, со-
стоит из планшайб, оси которых укреплены на станинах.
В движение кружала приводятся от электромотора через ре-
дуктор. Для сворачивания днищ в кружало вставляется централь_
ная стойка с дополнительными съемными кольцами (рис. 103)
Рис. 104. Сворачивание полотнища корпуса в рулон.
Днище изготовляется из двух половин, которые последователь-
но наворачиваются на одну центральную стойку. Боковая стенка
сворачивается на шахтную лестницу, снабженную дополнитель-
ными кружалами. Момент сворачивания полотнища корпуса пока-
зан на рис. 104.
Технологический процесс заводского изготовления резервуа-
ров, начиная с поступления в цех металла и кончая выпуском гото-
вых, свернутых в рулон полотнищ, имеет замкнутый цикл.
Все описанные установки для заготовки днищ и боковых сте-
нок работают по принципу чередования сборки, сварки и частич-
ного сворачивания, что придает им, как было указано ранее,
характер конвейера пульсирующего типа. Листы для резервуаров
всех емкостей обрабатываются по поточной линии.
Обязательными условиями организации конвейерного произ-
водства является однообразие выпускаемых изделий. Номенкла-
тура изделий специализированных цехов рулонной заготовки
16 Заказ.863.
241
может включать два вида — рулоны днища и рулоны стенок.
Заводская заготовка рулонов должна производиться в течение
всего года. При цехах рулонной заготовки необходимо иметь
склад готовой продукции или обеспечить бесперебойную подачу
вагонов под рулоны.
Основные принципы конвейерного производства предусматри-
вают последовательное выполнение операций на рабочих местах,
располагающихся в определенной системе одно за другим. Между
рабочими местами изделие должно перемещаться по возможно
короткому пути. Для сокращения запаса изделий перед рабочими
местами на потоке производительность оборудования, устройств
и стендов должна быть по возможности одинаковой.
Щиты покрытия изготовляются на заводах с применением
специальных кондукторов и кантователей.
Изготовление щитов делится на два основных технологических
процесса: сборку и сварку каркасов щитов и приварку листового
покрытия к каркасам.
При сварке щитов применяется полуавтоматическая шланго-
вая сварка каркасов и автоматическая сварка листового покры-
тия. Сварка покрытия выполняется автосварочным трактором
ТС-17-М на постоянном токе, электродной проволокой 4 мм под
флюсом АН-348-А. Испытания различных методов сварки настила,
выполненные ВНИИСТ, показали, что лучших результатов
удается добиться при стыковой сварке листов настила с исполь-
зованием в качестве подкладки элементов жесткости каркаса.
Для этой цели полки ребер жесткости каркасов размещаются
в соответствии с размерами листов настила.
Все остальные резервуарные конструкции: шахтные лестницы,
центральные стойки, оголовки к ним, опорные стойки и другие
элементы изготовляются обычными методами, принятыми при
изготовлении металлоконструкций.
С заводов-изготовителей все резервуарные конструкции отпра-
вляются комплектно.
Транспортировка рулонов и щитов к месту монтажа
Размеры всех элементов резервуаров, изготовленных на заво-
дах, определяются из условия возможности их транспортировки
по железным дорогам в соответствии с действующими правилами
провоза габаритных грузов.
Требования габаритности подвижного состава по IB сводятся
к тому, что перевозимые грузы должны обеспечивать симметрич-
ную нагрузку на нормальную четырехосную платформу с рас-
стоянием между шкворнями 9,3 м при длине груза, не превышаю-
щей длину платформы, равную 13 м, и ширине габарита над полом
платформы 3,25 м.
Рулоны боковой стенки больших резервуаров грузятся на
одну четырехосную платформу грузоподъемностью 60 т, или на
сцеп двухосных платформ.
242
Для лучшего использования грузоподъемности платформ их
догружают щитами кровли и другими элементами. При этом
рулоны днища и боковой стенки включают и другие монтажные
элементы, полотнища днища свертываются на центральную стойку,
а боковая стенка на шахтную лестницу. Рулоны резервуаров ма-
лой емкости составляются из полотнищ нескольких резервуаров
или же в один рулон сворачиваются боковая стенка и днище.
Готовые элементы резервуаров грузятся на платформу непо-
средственно на заводах, к которым проложены железнодорожные
ветки, или на погрузочных площадках, куда они доставляются
на трайлерах и автомашинах. Подъездные пути имеются на мно-
гих заводах рулонной заготовки, причем обычно они подходят
к сворачивающему устройству боковых стенок больших резер-
вуаров.
Готовые рулоны транспортируются по цехам, подаются на
склады и грузятся на платформы с применением самых разно-
образных грузоподъемных средств.
Чаще всего при погрузке и разгрузке рулонов используют их
цилиндрическую форму, и эти операции производят перекаты-
ванием.
Для накатывания тяжелых рулонов на платформы на заводах-
изготовителях с успехом могут применять мостовые краны даже
небольшой грузоподъемностью. При этом вокруг рулона наматы-
вается трос, конец которого выводится на крюк крана, он подни-
мается, а кран перемещается в сторону платформы и перекатывает
рулон в необходимом направлении.
С открытых складок рулоны грузятся на платформы или трай-
леры при помощи тракторных лебедок или тракторов накатыва-
нием.
Доставленные по железной дороге к месту назначения рулоны
подаются на ближайшую к строительной площадке ветку, откуда
они перевозятся на трайлерах или на сцепе их. Для перевозки
рулонов СКВ Газстроймашина сконструирован специальный трай-
лер грузоподъемностью 50 т. Иногда рулоны перевозятся на
трайлерах с заводов непосредственно на строительную площадку.
С платформ рулоны перегружаются или прямо на трайлеры,
или скатываются по приставным балкам. В местах, где перегру-
жается большое количество рулонов, устраиваются специальные
разгрузочные насыпи.
Перегрузка рулона с платформы на трайлер может произво-
диться по одной из схем, изображенных на рис. 105.
Перекатывание рулона по схеме а производится одним тракто-
ром, причем со стороны платформы, обращенной к трайлеру,
необходимо использовать домкраты.
Перекатывание рулона на трайлер по схеме б производится
двумя тракторами. При этом трос должен быть всегда натянут;
в противном случае возможно проскальзывание рулона внутри
петли.
16*
24В
Рис. 105. Перегрузка рулона с железнодорожной платформы на трайлер.
а — при помощи одного трактора; б — при помощи двух тракторов.
Промежуточная транспортировка рулонов в склад весьма
нежелательна, так как это вызывает дополнительные трудоемкие
операции по погрузке рулонов на трайлеры. Практически, однако,
не исключена возможность разгрузки рулонов с платформ на
землю. Эта операция может быть выполнена скатыванием рулонов
по приставным балкам при помощи одного трактора (рис. 106),
244
или при помощи двух тракторов на специальную разгрузочную
насыпь.
При скатывании по схеме а на платформе устанавливаются
дополнительные клинья, а рулон охватывается петлей из троса,
один конец которого крепится за рельс, а второй выводится на
крюк трактора; затем под платформу помещаются наклонные
балки и домкраты.
Вначале трактор движется от платформы и накатывает рулон
на клинья. После этого снимают освобожденные подкладки,
трактор движется к платформе, ослабляет трос, и рулон под дей-
Рис. 107. Перевозка рулонов на трайлерах.
ствием собственного веса начинает скатываться по клиньям,
а затем по наклонным балкам.
Как уже указывалось, в местах разгрузки большого количества
рулонов сооружают специальную разгрузочную земляную насыпь.
Торцовая часть, обращенная к железнодорожному полотну,
выполняется из трубчатых стоек и щитов. Насыпь имеет верхнюю
отметку на уровне настила железнодорожной платформы. На рас-
стоянии 6—8 Л1 верх насыпи — горизонтальный, а затем идет
с уклоном под углом 20—25° до уровня земли.
При разгрузке рулон в середине охватывается тросом; один
его конец закрепляется, как на якоре, на одном тракторе, а вто-
рой — тяговый — выводится на крюк второго трактора, которые
при передвижении скатывает рулон на насыпь. Разгрузку рулона
можно осуществить и одним трактором. В этом случае конец
троса охватывает рулон и крепится за рельс со стороны погрузоч-
ной площадки.
245
На рис. 107 показана перевозка рулонов корпуса резервуаров
большой емкости, требующая в зависимости от состояния дорог
и рельефа местности до четырех тракторов С-80.
В некоторых случаях рулоны перевозятся на трайлерах на
значительные расстояния — более 100 км, а иногда транспорти-
руются перекатыванием по принципу прицепных катков.
По зимним и летним дорогам рулоны могут перевозиться и
на санях.
Перед перевозкой рулонов следует произвести тщательное
обследование дороги от железнодорожной ветки до места монтажа.
Необходимо получить сведения о грузоподъемности мостов,
ширине и состоянии проезжей части, возможности продвижения
тракторов, проверить действие тормозных устройств трайлеров,
а при перевозке на санях для торможения на спусках позади
саней присоединить трактор.
Щиты кровли от железной дороги перевозятся также на трай-
лерах или на автомашинах. Перегрузка щитов с платформы на
трайлер производится автомобильными кранами.
Монтаж резервуаров
До начала монтажа на строительную площадку должны быть
доставлены комплектно все конструкции резервуаров, узлы и
арматура обвязочных трубопроводов, а также механизмы, таке-
лажное оборудование, инвентарь и приспособления, необходимые
для монтажных работ.
Места разгрузки рулонов выбираются так, чтобы удобно было
транспортировать рулоны непосредственно к месту монтажа.
Разгрузка рулонов с трайлера показана на рис. 108.
Она производится при помощи трактора и тракторной лебедки
или трактора на тормозе. Тяговый трос обматывается вокруг
рулона и закрепляется на нем, а второй конец выводится на крюк
трактора.
При использовании трактора тормозной трос охватывает
рулон и закрепляется на трайлере, а в случае применения трак-
торной лебедки - охватывает рулон петлей, одним концом закре-
пляется на крюке трактора, а вторым— на лебедке.
Трактора на тяговом тросе скатывает рулон на инвентарные
покаты. В этот момент включается тормозная система и трактор,
приближаясь к трайлеру (тракторная лебедка сматывает трос)
плавно скатывает рулон на землю.
При подготовленных к монтажу насыпных основаниях рулоны
днища сгружаются с трайлера на основание по схеме (рис. 108).
Рулоны с трайлера сгружают и на внутренний откос обвало-
вания парка. На откосе рулон удерживают тросом от тракторной
лебедки, а после ухода трайлера рулон скатывается по от-
косу.
Щиты покрытия, узлы обвязочных трубопроводов и другие
246
a
Рис. 108. Разгрузка рулона с трайлера скатыванием.
а — при помощи трех тракторов по приставным балкам; б — при помощи трактора и
тракторной лебедки по приставным балкам; в — при помощи тракторной лебедки на
основание.
247
элементы рассортировываются по объектам и маркам и расклады-
ваются на отдельной, специально выделенной для этого площадке.
Арматура и механическое оборудование резервуаров хранится
в закрытых складских помещениях или под навесом.
Укрупненные узлы трубопроводов, изготовленные в трубо-
заготовительных мастерских, и арматура транспортируются на
площадку на автомашинах и трайлерах.
Рабочие бригады комплектуются из расчета выполнения всего
комплекса монтажных операций поточным методом. Монтаж резер-
вуаров производится или специализированными бригадами и звень-
ями, выполняющими только определенный набор операций, объеди-
ненный в циклы, или комплексными бригадами, выполняющими
весь объем работ. Практика показательного строительства парков
убеждает в целесообразности выдачи бригадам аккордных нарядов.
Перед монтажом резервуара заказчик совместно с представи-
телями монтажной организации принимают в соответствии с требо-
ваниями ТУ основание.
Прежде всего приступают к монтажу днищ.
На заводе-изготовителе днище сваривается для резервуаров
емкостью 100—200 м3 в виде одного, а для резервуаров емкостью
300, 400, 700, 2000 и 5000 м3 в виде двух полотнищ. Полотнища
наворачиваются на центральную стойку, снабжаемую для этой
цели дополнительными съемными кольцами. Днища резервуаров
емкостью 100—400 м3 могут наворачиваться и на рулон корпуса.
С транспортных средств рулон днища сгружается непосред-
ственно на насыпное основание, а в случае его неготовности,
или отсутствия подъезда в местах, удобных для последующей
транспортировки, — к основанию.
Разгрузка рулонов с трайлеров чаще всего производится ска-
тыванием по приставным наклонным балкам при помощи тракто-
ров и тракторных лебедок. Краны соответствующей грузоподъ-
емности также могут использоваться для разгрузки рулонов.
Если рулон днища не разгружен непосредственно на основание,
то от места разгрузки он транспортируется перекатыванием.
Перекатывание к основанию, как и накатывание на него осуще-
ствляются самыми разнообразными способами: по принципу при-
цепного катка, ножом бульдозера, двумя тракторами с свободной
петлей и др.
Транспортировка рулонов перекатыванием может произво-
диться при наличии полосы шириной 14—15 м с небольшими
общими уклонами и поверхностью, с которой должны быть уда-
лены все крупные камни, пни и т. д. Рулоны успешно перекаты-
вались на расстояние до 2 км.
Для транспортировки на значительные расстояния можно
применять специальную оснастку (оси и дышла), позволяющую
перекатывать рулон трактором по принципу прицепного катка,
как это показано на рис. 109. В этом случае на торцах шахтной
лестницы в рулонах корпуса и на торцах центральной стойки
248
в рулонах днища укрепляются на сварке крестовины с осями,
на которые надеваются тяги и дышла с прикрепленными к ним1
тяговыми тросами. На верх- ,
ней части рулона для предо- 3
хранения кромок листов тол- ппГТ^ ------*^**^^^-2'
щиной 4 мм от смятия ста- -«.«
вится на прихватках обвя-
зочный уголок, а в руло-
нах — дополнительные кре-
стовые связи.
Разворачивание рулона
и повороты выполняются
выключением одной из тяг и
притормаживанием конца с
установкой подкладок.
При подъемах может по-
надобиться второй трактор,
используемый на спусках
для торможения.
Принцип прицепного кат-
ка можно применять и при
накатывании рулона на ос-
нование и разворачивании
днища.
Перекатывание рулона
может осуществляться
рис. 110), когда один
Рис. 109. Перекатывание рулона при
помощи трактора по принципу при-
цепного катка.
1 — трактор; 2 — рулон; 3 — крестовина;
4 — тяга; 5 — трос.
тракторами (схема на
используется как якорь,
двумя
трактор
Рис. 110. Перекатывание рулонов двумя тракторами.
а второй — на тяговом: тросе. После того как длина троса
полностью использована, тракторы меняют свое назначение и
перекатывание продолжается. Таким же образом можно закаты-
вать рулоны на основание.
249-
При перекатывании на короткое расстояние и закатывании на
днище применяются также навивка 5—6 витков троса на рулон
примерно в центре его тяжести. Первый виток крепится на рулоне,
а свободный конец выводится на крюк трактора. Перекатывание
Рис. 111. Перекатывание рулона при помощи навитого на него
троса и трактора.
рулона этим способом показано на рис. 111. Также накатывается
рулон корпуса на клетки из шпал, когда рулон устанавливается
для подъема на клетки возле днища.
Для сохранения целостности планок, закрепляющих кромку
полотнища, перекатывание всегда
2 вариант
1 вариант
Рис. 112. Последовательность монтажа
днища из рулонов. Монтаж боковой
стенки и кровли.
надо вести навстречу свивке.
Подача рулонов на ос-
нование может производить-
ся также кранами.
Если разность отметок
планировки внутри обвало-
вания и верха основания
резервуаров более 0,7—1,0 м
для накатывания рулонов и
выезда на днище крана
целесообразно при помощи
бульдозера устраивать зем- ’
ляную насыпь шириной
3,0—3,5 м с уклоном 1 : 7.
Рулон днища на основании размещается так, чтобы при раз-
ворачивании полотнище днища легло в положение, наиболее
близкое к 'проектному.
Для предотвращения произвольного разворачивания рулона
днища он охватывается петлей, нижняя ветвь крепится на крюке
трактора, а верхняя выводится на его лебедку. Планки, закрепляю-
щие кромку свернутого полотнища срезаются газорезчиком и
край полотнища ложится на днище.
250
В начальный момент большой вес рулона и возможная оваль-
ность мешают его саморазворачиванию. Поэтому перемещение
рулонов по основанию можно осуществлять по принципу прицеп-
ного катка при помощи трактора, трос от которого закрепляется
за выступающий торец центральной стойки или при помощи
трубоукладчика. В последнем случае крюк трубоукладчика
цепляется на металлоконструкции центральной стойки в рулоне
и последовательным перехватыванием обеспечивает перемещение
рулона по основанию.
Вторая половина днища, а иногда с определенного этапа и
первая, разворачиваются самопроизвольно за счет сил упругости.
При этом тракторная лебедка, натягивая трос и медленно отпуская
его, обеспечивает плавное разворачивание.
Разворачивание второй части днища производится двумя спо-
собами (рис. 112).
При первом способе рулон после разворачивания первой части
днища перемещается в обратном направлении и занимает исход-
ное положение. Разворачиваясь, второе полотнище ложится при-
мерно в проектное положение. Для обеспечения поворотов рулона
при установке в исходное положение к его торцам прикрепляются
оттяжки. Положение полотнищ днища выверяются по разбитым
осям резервуара и при необходимости корректируются подвиж-
ками при помощи трактора.
Второй способ заключается в том, что рулон после разворачи-
вания первой половины перекатывается в обратном направлении
и второе полотнище разворачивается на первое. Если на заводе-
изготовителе не сделана разметка нахлеста, ее выполняют до
раскатывания второй половины. Развернутое полотнище второй
половины при помощи тракторной лебедки сдвигается на свое
место. При передвижке второй половины необходимо поднимать
край полотнища, чтобы не срезать гидроизоляционного слоя
основания.
Последовательность монтажа днищ по второму варианту пред-
почтительнее, так как подвижки рулона с разворотами для раз-
ворачивании второй половины трудоемки и вызывают порчу
гидроизоляционного слоя.
Монтажный стык собирается с нахлесткой 30—60 мм при по-
мощи клиновых приспособлений, после чего через 400—500 мм
ставятся прихватки длиной 50—60 мм от центра к периферии.
В местах больших зазоров прихватки ставятся чаще.
Перед сборкой стыка тщательно очищаются кромки обоих
полотнищ днища, проверяется нахлестка и выверяется положение
полотнищ в монтажном стыке по длине. На концах нахлесточного
монтажного стыка для установки стенки корпуса вырезаются
ласки, под стыки укладываются подкладки и производится под-
бивка верхних листов.
Сварка монтажного стыка выполняется автоматической или
ручной сваркой в два слоя и производится от центра днища к
251
периферии. Ручная сварка ведется обратно-ступенчатым спо-
собом с шагом ступени 800—1000 мм.
При разворачивании рулона корпуса полотнище днища пол-
ностью выравнивается.
При монтаже резервуара из рулонной заготовки боковая
стенка, перекрытие и кровля монтируются одновременно.
Монтаж боковой стенки слагается из двух основных операций:
установки рулона стенки в вертикальное положение и его развора-
чивания со сборкой и сваркой замыкающего монтажного стыка.
Рис. 113. Схемы установки рулона кранами.
1 — кран расположен возле песчаного основания; 2 — кран установлен непосредственно
на днище.
Рулон боковой стенки доставляется от места разгрузки к осно-
ванию так же, как и рулон днища, т. е. может быть разгружен
на днище непосредственно с транспортных средств или накаты-
вается на него.
Подъем рулона боковой стенки резервуаров разной емкости
в зависимости от веса и высоты может быть выполнен различными
методами — как с применением крановых средств, так и при
помощи специальных устройств.
При использовании кранов подъем рулонов может осуще-
ствляться по одной из схем, приведенных на рис. 113 и 114, при-
чем заход крана на днище (2-й вариант) допустим только с при-
нятием мер по его сохранности.
Если кран не обеспечивает подъема рулона, можно применять
способ поворота рулона, значительно снижающий нагрузку на
кран
После того как рулон перешел точку критического равновесия,
кран не может удержать его от свободного движения на днище
и поэтому для плавного опускания следует включать оттяжку.
252
Рис. 114. Схемы установки рулона кранами методом поворота.
I — кран расположен возле песчаного основания; 2 — кран установлен непосредственно
на днише.
Рис. 115. Установка рулона боковой стенки методом поворота с
применением гусеничного крана.
253
При подъеме способом ново]
шарнирного устройства. Рулон
Рис. 116. Установка рулона боковой
стенки методом поворота при помо-
щи автокрана.
Он производился до тех пор,
ность провести дальнейший i
юта целесообразно применение
устанавливается на круглую
подкладку из листовой стали
толщиной 5—8 мм, имеющую
диаметр больше диаметра ру-
лона.
Отдельные моменты уста-
новки рулона боковой стенки
методом поворота гусеничным
краном, стоящим возле пес-
чаного основания, показаны
на рис. 115. Установка рулона
методом поворота при помощи
автокрана, находящегося непо-
средственно на днище резер-
вуара, представлена на
рис. 116.
Для подъема рулонов бо-
ковой стенки применялись
также и трубоукладчики.
Впервые этот метод был осу-
ществлен начальником мон-
тажного участка Шастовым.
Подъем рулона поворотом
при помощи трубоукладчиков
изображен на рис. 117.
пока не появилась возмож-
здъем при помощи трактора.
Рис. 118. Схемы подъема руло-
на в вертикальное положение
при помощи тяжелой мачты и
облегченной мачты и двух
тракторов.
Рис. 117. Схема подъема рулона при по-
мощи двух трубоукладчиков и трактора.
254
Подъем на необходимую высоту трубоукладчиками с обычными
неудлиненными стрелами можно производить с перехваткой,
во время которой рулон опирается на специальную подпорку.
Однако перехват представляет большое неудобство и сопряжен
с риском уронить рулон. Применение трубоукладчиков с удлинен-
ной стрелой позволяет избежать перехватывания.
В различных монтажных организациях установка рулонов
боковых стенок в вертикальное положение выполняется по-раз-
ному. Так, вначале отдельными монтажными управлениями уста-
новка осуществлялась при помощи мачт. Схемы подъема рулона
при помощи тяжелой мачты показаны на рис. 118.
Для подъема рулонов больших резервуаров используется
мачта высотой не менее 14 м, система полиспастов и в качестве
тяги тракторная лебедка или трактор. Мачта расчаливается на
четыре якоря. В момент, когда рулон полностью поднят над
днищем, он оттягивается от мачты двумя тракторами для
установки.
Другой более выгодный способ, предложенный бригадиром
монтажников Каратаевым, отличается тем, что мачта устанавли-
вается непосредственно на днище резервуара и ее верх раскре-
пляется на четыре якоря. Рулон поднимается за один конец трак-
тором через полиспаст; тем самым значительно уменьшается
тяговое усилие. Для оттяжки верхушки рулона от мачты необхо-
дим второй трактор. Подъем рулонов с помощью мачт сложен и
трудоемок, для его выполнения требуется несколько тракторов.
Наиболее просто подъем рулонов производится при помощи
кранов. Однако для установки рулонов больших резервуаров
необходимы тяжелые краны, которые нецелесообразно держать,
на площадке или перегонять специально для выполнения этой
операции. Поэтому подъем рулонов кранами получил весьма
ограниченное применение, в основном для мелких резервуаров.
Наиболее широко распространен подъем рулонов способом
поворота посредством падающей стрелы и А-образной мачты.
Начиная с монтажа первого крупного резервуара емкостью
4800 Xs, в течение ряда лет применялся способ монтажа, предло-
женный Институтом электросварки им. Патона и усовершенство-
ванный монтажниками. Общая схема подъема рулона по этому
методу показана на рис. 119.
Под конец рулона, установленного в исходное положение, под-
водится опорное устройство — труба-шарнир, представляющее
собой трубу диаметром 273 мм, длиной около 3,5 м, уложенную
на лист металла между коротышками из швеллера. Это устройство
для поворота рулона (рис. 120) также предотвращает продавли-
вание днища при подъеме и деформацию кромок рулона в месте
соприкосновения с днищем.
Чтобы фиксировать положение рулона, к трубе приваре-
ны упоры и вырезанный по контуру лист-ограничитель, не позво-
ляющий рулону соскользнуть с шарнира вперед. На днище
255
ггтп”г,тгтггп1
укладывается подкладка под рулон размером больше диаметра
рулона, сваренная в стык из листов стали толщиной 8 мм.
Подкладка предотвращает продавливание днища и облегчает
скольжение рулона по днищу при разворачивании. На ней по
Рис. 119. Схема подъема рулона боковой стенки способом пово-
рота при помощи падающей стрелы.
•окружности диаметра, несколько меньшего чем внутренний диа-
метр рулона, размещаются упоры из коротышей двутаврового
железа. Войдя внутрь рулона, упо-
Рис. 120. Опорное устройство
труба-шарнир.
1 — труба; 2 — основание шар-
нира; 3 — упоры; 4 — распорка;
5 — ограничитель; 6 — опора мач-
ты; 7 — падающая стрела.
ры препятствуют сползанию его с
подкладки во время перемещения по
днищу.
В качестве падающей стрелы ис-
пользуется центральная монтажная
стойка, предназначенная для поддер-
жания полуферм перекрытия в пе-
риод монтажа, или специальная
стрела из трубы длиной 8 м, диа-
метром 219 мм. При поточном ве-
дении работ более целесообразно
было иметь падающую стрелу как
специальный инвентарь.
Низ мачты имеет специальное
устройство, которое позволяет вна-
чале укладывать стрелу на рулон,
а затем на шарнирах поднимать при
помощи вспомогательной стрелы в
исходное положение.
Мачта расчаливается на передвижные якоря, выполняемые
в виде различных конструкций, в том, числе и в виде металличе-
ских ящиков, заполняемых грунтом или водой. Вес якоря дово-
дится загрузкой до Юти обеспечивает надежное закрепление
256
расчалок с сопротивлением при сухом грунте до 7—8 т. В то же
время якорь может перетаскиваться трактором, что особенно
удобно для натяжения расчалок.
При мокром глинистом грунте или снежном покрове якоря
устанавливают на слой песка, щебня или другого материала.
Тяговый трос через полиспаст выводится на трактор. Полиспаст
размещается между мачтой и якорем.
Для подъема рулона закладывается специальный якорь.
Иногда в качестве якоря использовался смонтированный ранее
резервуар.
Подъем рулона начинается с подготовки системы такелажа,
затем стропится рулон, падающая стрела укладывается автокра-
ном на рулон в исходном положении, и в рулон вставляется
распорка для восприятия вертикальных усилий от мачты (рис. 120).
После этого запасовывается подъемный полиспаст и закре-
пляются расчалки от верхушки мачты к передвижным якорям,
которые размещаются на продолжении оси поворотного устрой-
ства.
Как показано на схеме оттяжка рулона выводится на крюк
тормозного трактора, включаемого в работу в момент перехода
рулоном состояния критического равновесия. До подъема рулона
начальная кромка боковой стенки закрепляется легкой мачтой из
швеллера № 22 со ступенями для придания ей жесткости в период
разворачивания.
Трактор или тракторная лебедка натягивают тяговый трос,
систему полиспастов, сначала поднимают в вертикальное поло-
жение мачту, а затем поднимают плавно и рулон. В момент пере-
хода рулоном положения критического равновесия включается
в работу оттяжка, и трактор или тракторная лебедка, пропуская
трос, плавно ставит рулон на днище.
При установке рулона в вертикальное положение наиболее
широко применяется падающая А-образная мачта-шевр. Преиму-
щество этого способа по сравнению с предыдущим заключается
в том, что большая устойчивость А-образной мачты позволяет
отказаться от боковых якорей и растяжек; мачта опирается не
на рулон, а на специальное упорное устройство на днище; более
проста ее установка и подготовка к подъему. Усовершенствование
конструкции опорного устройства и самой мачты, методов стро-
повки и использования тяговых средств позволило значительно
уменьшить трудоемкость этой операции и время работ. Особенно
важно уменьшение времени на выполнение подготовительных
операций (отказ от закладки специального якоря и др.). Наиболее
усовершенствованная схема подъема рулона боковой стенки
в вертикальное положение представлена на рис. 121. На рис. 122
изображена схема усилий, возникающих в системе подъема
рулона, а на рис. 123 различные зависимости усилий от высоты
стойки, удаленности тяговых средств и изменений усилий в про-
цессе подъема рулона.
17 Заказ 863.
257
Перед подъемом рулон корпуса осматривают, исправляют
погнутости кромок и восстанавливают оторвавшиеся во время
транспортировки планки, закрепляющие начальную кромку.
Рулон для подъема закатывают на днище и устанавливают
Рис. 121. Схема подъема рулона боковой стенки с применением
А-образной стойки и тракторного подъемника в сцепе с тракто-
ром вместо якоря.
Рис. 122. Схема усилий, возникающих в системе подъема рулона.
в исходное положение, причем под рулон ставят подкладки, что
обеспечивает его положение на отметке шарнирного устройства
и облегчает его заводку под рулон (рис. 124).
Другой вариант — размещение рулона перед подъемом на
клетках возле основания так, что только конец рулона (низ бо-
ковой стенки) попадает на днище. При этом он поднят над днищем
для облегчения установки шарнирного устройства, и замыкаю-
щий шов полотнища должен находиться наверху.
258
*
г
i;6 —
в до
- при
Расстояния, м
S
Рис. 124 Подготовка рулона к подъему (рулон размещен
непосредственно на днище).
На место, где должен стать рулон, на днище укладывается
поддон (подкладка) из стали толщиной 5—8 мм, имеющий форму
круга или многоугольника и по
размерам превышающий на-
ружный диаметр рулона на
600—700 мм. Плоскость под-
кладки, обращенная к днищу,
для облегчения перемещения
рулона при разворачивании
смазывается солидолом. Под-
кладка заводится под рулон
на 200 мм, а шарнирное
устройство устанавливается в
4—5 м от края днища строго
перпендикулярно к продольной
оси рулона. Рекомендуется на
днище намечать ось шарнира
п рулона, а к концам рулона
прикреплять оттяжки, которые
позволяют управлять рулоном
при накатывании и установке
его для подъема.
После выверки взаимного
расположения рулона и шар-
Рис. 125. Шарнирное устройство
А-образной мачты.
260
нирного устройства рулон крепится на прихватках к днищу и
приваркой боковых планок (стоек) к рулону.
Шарнирное устройство (рис. 125) имеет разнообразное кон-
структивное оформление, но во всех его конструкциях есть
неподвижный отрезок трубы диаметром 245 мм 1, приваренный
к основанию из листа 2, в который входит отрезок трубы меньшего
диаметра •— 219 мм длиной около 4,5 м с вваренными по обеим
сторонам патрубками из труб диаметром 159 мм 3, на которые-
надеваются ноги А-образной мачты 4. В отдельных конструкциях
мачта крепится к патрубкам шарнира на фланцах. Рулон при-
Рис. 126. Шарнирное устройство с зажимным кольцом для ру-
лонов резервуаров емкостью до 700 .и3.
1 — фаркопф, Q = 3 т; 2 — рулон корпуса резервуара; 3 — днище резер-
вуара; 10—стойки.
соединяется к шарнирному устройству посредством приварки
специальных боковых планок или стоек с опорными подкладками
из листа, согнутыми по кривизне рулона 5. В других конструк-
циях шарнирного устройства рулон упирается в упорный лист.
Сварочно-монтажный трест № 65 применял шарнирное устрой-
ство, в котором рулон не приваривался к нему, а крепился при
помощи стяжного хомута, зажим которого производится при
помощи фаркопфа. Такое устройство для рулонов резервуаров
емкостью до 700 л3 показано на рис. 126. Преимущество этого
устройства заключается в исключении приварки деталей шарнира
к рулону, а следовательно, и последующей автогенной резки,
вызывающей повреждение листов корпуса. Кроме того, хомут
может быть надет очень быстро. Однако для хорошего закрепле-
ния рулонов больших резервуаров в хомуте требуется создание
значительных усилий. Так как шарнирное устройство имеет
261
упорный лист, то после установки рулона в вертикальное поло-
жение шарнир выдергивается при помощи лебедки или трактора.
Различное конструктивное оформление получает также и
А-образная мачта, выполняемая из профильного железа, а чаще
всего из труб. Она укрепляется (надевается) на шарнирное устрой-
ство в горизонтальном положении путем заводки концов мачты на
опорные патрубки. Эта операция выполняется автокраном или
трубоукладчиком, причем мачта укладывается на шпальную
выкладку около днища. Если же рулон лежит не на клетках
возле днища, мачта выкладывается прямо на днище, как это пока-
зано на рис. 127. При фланцевом стыке ноги мачты соединяются
болтами с патрубками.
Рис. 127. Подготовка мачты к подъему.
Следует отметить, что основным условием безопасности подъ-
ема является соблюдение соосности расположения мачты, рулона
и якоря. Поэтому соосность мачты и рулона при подготовке
к подъему тщательно проверяется.
Все элементы строповки, включая и полиспаст, входят в посто-
янную оснастку мачты и рассчитаны на многократное использо-
вание. После проверки крепления стропов и оборудования тяго-
вого троса на верхушке мачты ее поднимают автокраном, тракто-
ром или тракторной лебедкой, установленными на тормозе так,
что своей перекладиной мачта опирается на рулон.
Строповка рулона выполняется различными способами.
Первый (а) и второй (б) вид строповки (рис. 128) выполняются
без приспособлений; третий (в) способ — строповка свободной
петлей — требует приварки коротышей швеллера. При строповке
по четвертому способу (г), предложенному Б. В. Поповским,
концы подъемного троса связываются постоянной петлей, а второй
262
инвентарный строп делается в виде кольца по длине окружности
рулона. При наклоне мачты к рулону строп-кольцо перегибается
через подъемный трос и образовавшейся замкнутой петлей охва-
Рис. 129. Схемы строповки рулона.
тывает рулон. Для предотвращения излома тросов между ними
вставляется диск с приваренным отрезком трубы. Сам диск к ру-
лону трубы не приваривается и расстроповка рулона произво-
дится перекидыванием стропа-кольца через верх рулона.
Две последние схемы (пятый и шестой способы) (рис. 129)
представляют собой строповку однониточной петлей, так же как
и при третьем способе, но здесь вместо приваренных коротышей
263
используются инвентарные приспособления. В пятом способе
роликовые устройства связываются между собой тросом и под-
держиваются на рулоне с торцовой стороны тягой с фаркопфом
для корректировки по диаметру ее длины. Снятие петли осуще-
ствляется разъемом специального замка, расположенного на одной
из ветвей петли возле стойки.
Строповка по шестому способу предусматривает применение
двойных захватов, цепляемых за пакет витков рулона и имеющих
желоба для пропуска троса петли.
Применение описанных инвентарных приспособлений упрощает
процесс строповки, предотвращает перелом тросов и делает ее
более надежной.
Все стропы, охватывающие рулон, включая и петлю, имеют
строго определенную длину, обеспечивающую при натяжении
всей системы наклон стойки в сторону рулона под углом 80—85°.
Такой наклон предусматривается на случай некоторой вытяжки
стропов для предотвращения нежелательного изменения расчетной
схемы. Кроме того, такое первоначальное положение мачты
предотвращает ее удар о днище при установке рулона в вертикаль-
ное положение.
До подъема рулона на расстояние 0,5 м от вертикальной
кромки на всю высоту устанавливается монтажная лестница,
придающая также дополнительную жесткость начальному
участку полотнища.
Верх начальной кромки раскрепляется двумя расчалками.
При подъеме рулонов в монтажных организациях треста № 65
верх рулона раскрепляется боковыми расчалками. Расчалки под-
держивают конец рулона. Располагаются они строго по оси шар-
нира и закрепляются на двух свайных или передвижных якорях.
К верху рулона крепится трос для тормоза в момент перехода
им положения критического равновесия.
В систему тягового троса при подъеме рулона РВС-5000 вво-
дится 20-лг полиспаст. Для закрепления неподвижного блока
полиспаста используется обычно земляной 20-т якорь, рулон
корпуса другого резервуара, соседний резервуар или, как пока-
зано на рис. 121, тракторный подъемник, лебедка которого приме-
няется для подъема. При подъеме рулонов больших резервуаров,
начиная с РВС-3000, необходимо дополнительно, в сцепе с подъем-
ником, ставить один или два трактора.
Такое решение резко снижает трудоемкость операций подъема;
особенно упрощается подготовка, так как исключается закладка
якорей.
Перед подъемом рулона тщательно осматривают все узлы
оснастки, крепления тросов, а также испытывается вся система
такелажа пробным поднятием рулона на 150—200 мм.
Подъем рулона разделяется на три этапа. Сначала в исходное
положение поднимается падающая мачта (под углом 85° к гори-
зонту), затем производится подъем рулона; незадолго до момента
264
прохождения рулоном точки критического равновесия (т. е. пере-
сечения/ центр ом тяжести рулона оси вращения) тракторная
лебедка или трактор на тормозном тросе натягивает его и плавно
опускает рулон на днище.
Включение тракторной тормозной лебедки должно произво-
диться еще до момента прохождения рулоном состояния критиче-
ского равновесия. При этом не происходит значительной пере-
грузки тягового троса, так как здесь требуется минимальное
усилие, но зато обеспечивается своевременное включение тормоз-
ной системы в работу.
Тормозная лебедка и трос, ось рулона, оголовок шевра и
полиспаст подъема должны находиться в одной плоскости, перпен-
дикулярной оси шарнирного устройства.
Чтобы избежать отрыва трактора в момент подъема рулона от
земли, необходимо заранее определить расстояние от подъемника
до шарнирного устройства. Подъем рулона осуществляется
в очень короткое время; обычно он занимает 3—5 мин.
После установки рулона производится снятие строп и с мачты
снимается полиспаст. Затем мачта автокраном или трактором
стягивается с патрубков и подается для монтажа следующих
резервуаров. После этого газовым резаком срезаются временные
сварные швы, прикреплявшие шарнир к днищу и рулону. Шар-
нирное устройство вытаскивают из-под рулона и переносят на
место монтажа нового резервуара, а края поддона несколько
отгибают ломиком вверх для облегчения перемещения рулона
по днищу. С целью предотвращения сползания рулона с под-
кладки целесообразно произвести изнутри прихватку к ней
рулона.
Монтаж корпуса и кровли начинается с установки централь-
ной стойки. После разворачивания днища, которое было свернуто
на центральную стойку, с последней снимают промежуточные
кольца, устанавливаемые на заводе для удобства сворачивания.
Для РВС-5000 к верхней части центральной стойки решетчатой
конструкции до ее установки приваривают «корону» (рис. 130).
Ребро короны при установке ориентируется по диагонали
стойки.
Подъем центральной стойки и ее установка в проектное поло-
жение производятся при помощи кранов. Момент установки труб-
чатой центральной стойки показан на рис. 131. Стойка устанавли-
вается строго вертикально в центре днища и после проверки по
отвесу в двух плоскостях приваривается к днищу. Затем стойка
заполняется сухим песком, для чего открывается вверху отвер-
стие, временно закрытое круглым листом на прихватках.
Песок подается в бадьях кранами? Для облегчения приема
песка из бадей вверху устанавливается приемный бункер. Стойка
заполняется песком до верха и затем закрывается круглым листом,
который обваривается сплошным плотным швом. Загрузка стойки
песком исключает ее пригрузку бетонированием башмака.
265
Рис. 130. Приварка «короны» к центральной стойке
РВС-5000.
Рис- 131. Установка краном центральной стойки трубчатого сечения.
Подготовка рулона корпуса к разворачиванию начинается
® проверки правильности его начального положения.
Необходимо, чтобы при последующем разворачивании:
вертикальные швы располагались между приемо-раздаточ-
яыми патрубками,
266
швы приварки оборудования располагались не ближе 500 мм
друг от друга и от вертикальных швов корпуса,
швы окраек и нижнего пояса корпуса, а также верхнего пояса
корпуса и щитов покрытия имели разбежку не менее 200 мм,
на одном листе корпуса (площадью не менее 7 м2) было не
больше четырех врезок для установки оборудования.
Змеевики для обогрева резервуара и мелкие штуцеры должны
врезаться в лист корпуса, не имеющий других врезок; при этом
в одном листе допускается установка не более восьми штуцеров
диаметром до 100 мм.
Рис. 132. Подготовка рулона к разворачиванию — момент
плавного «роспуска» рулона.
Для проверки целесообразно построить развертку корпуса и
совместить ее с разверткой по днищу и кровле.
. Непосредственно перед разворачиванием низ рулона увязы-
вается тросом, крепится к крюку трактора, трос натягивается
и газорезчик перерезает газовым резаком планки, закрепляющие
кромку, сначала срезаются верхние планки, которые резчик сре-
зает, стоя на лестнице, а затем две последних нижних — на
земле.
После удаления планок трос, стягивающий рулон, медленно
ослабляется, а рулон плавно увеличивается в диаметре — рас-
пружинивается (рис. 132), чем предотвращается резкий отход
кромки полотнища. Низ отошедшей кромки закрепляется у огра-
ничительного уголка или планки у края днища. В отдельных слу-
чаях рулон приходится подтягивать трактором к краю, и только
после этого кромка полотнища в намеченном месте может быть
267
приварена к днищу. К днищу приваривается также низ монтаж-
ной мачты жесткости. Верх мачты раскрепляется двумя расчал-
ками.
В некоторых монтажных управлениях мачта Жесткости не
ставится и для удержания кромки в начале разворачивания ее
вверх расчаливается, а внутри резервуара с половины высоты
кромки устанавливается дополнительная расчалка. Разворачи-
вание рулона производится тракторным подъемником или тракто-
ром. Рулон РВС-5000 разворачивается в начальный период при
помощи двух тракторов, тяговый трос от которых присоеди-
няется посредством шарнирной монтажной скобы (рис. 133)
Рис. 133. Шарнирная монтажная скоба для раз-
ворачивания рулона. Монтаж щитовой кровли.
к корпусу. Скоба крепится на корпусе сваркой на высоте 0,4—
0,5 м от днища. За один прием при монтаже больших резервуаров
рулон разворачивается на 3—4 м. Затем скоба переносится
в новое положение, и операция повторяется. После разворачи-
вания на длину 5—6 м начинается установка первого щита и т. д.
При разворачивании обязательно ставятся растяжки.
На днище по риске, нанесенной до разворачивания рулона
корпуса и определяющей положение стенки, на расстояниях
200—300 мм устанавливаются ограничители в виде планок из
листа или коротыши из углового железа, фиксирующие йоложе-
ние боковой стенки. Опытные монтажники часто обходятся без
их установки.
Развернутая часть подгоняется к ограничителям, и начальный
участок заваривается на длине 0,5 .и. Далее нижняя кромка кре-
пится к днищу на прихватках. Если полотнище при разворачи-
вании не подошло к ограничителям, его поджимают к ним при
помощи временной установки на прихватках к днищу уголка
с внутренней стороны стенки и расклинивания. Если край днища
провисает и не подходит к нижней кромке боковой стенки, его
подтягивают рычагом.
268
Параллельно с разворачиванием рулона корпуса ведется мон-
таж щитовой кровли.
Подъем и установка щитов производятся с применением авто-
мобильных кранов, кранов на гусеничном ходу и трубоукладчи-
ков с удлиненной стрелой.
Монтаж кранами ведется снаружи резервуара. В случаях
принятия мер по обеспечению сохранности днища кран за'ходит
внутрь резервуара. Установка щитов показана на рис. 134.
Рис. 134.
а —[установка первого щита кровли краном снаружи резервуара; б — установка щитов
краном с внутренней стороны резервуара.
Для обеспечения установки щитов в горизонтальном положе-
нии их строповка выполняется за три точки, три захвата (рис. 135).
Для облегчения наводки щита при установке в проектное положе-
ние и для поворотов во время подъема к нему привязывается
оттяжка.
Для сборки боковой стенки со щитами щиты снабжаются
улавливателями по четыре на щит через равные интервалы. При
сборке щитов со стенкой косынки улавливатели скользят косыми
срезами по листам верхнего пояса и прижимают стенку к щитам.
К центральной стойке щиты крепятся на болтах.
Установка щитов или полуферм облегчается при использова-
нии циркульного приспособления А. А. Чемодурова, закрепляе-
269.
мого в центре на стойке (рис. 136), это приспособление протаски-
вается перед установкой очередного щита на длину его периметра.
Для приварки карманов и крепления за них растяжек, воспри-
нимающих ветровые усилия на боковую стенку, краном навеши-
вается монтажная люлька, снабженная веревочной лестницей.
При разворачивании рулона нахождение рабочих в люльке
запрещается.
Установка щитов ведется последовательно по часовой стрелке,
а их растроповка производится только после установки прихваток
и затяжки болтов на центральной стойке.
Более сложным и трудоемким оказался монтаж покрытия из
щитов прямоугольного очертания. Момент установки первого
щита прямоугольного очертания показан на рис. 137.
Краны, при помощи которых устанавливаются щиты покры-
тия, имеют невысокий коэффициент использования; загрузить
их выполнением других работ не представляется воз-
можным.
Поэтому некоторые монтажные управления применяют при
монтаже щитов покрытия подъемники, устанавливаемые на цен-
тральной стойке. Следует отметить, что монтаж первых щитовых
покрытий резервуаров емкостью 2000 м3, выполненных на Куйбы-
шевском нефтеперерабатывающем заводе, производится при
помощи поворотного крана типа «Пионер-2», устанавливаемого
на центральную стойку.
270
Рис. 136. Циркулярное приспособление А. А. Чемодурова.
Рис. 137. Монтаж покрытия из прямоугольных щитов.
271
На рис. 138, а приведена одна из конструкций подъемников,
при помощи которых монтировалась щитовая кровля резервуаров
в СМУ 71 треста 7 Главнефтемонтажа, а на рис. 138, б показан
монтаж щита таким подъемником.
Рис. 138. Монтаж щитового покрытия при помощи подъемников.
а — схема подъемника; б — установка щита кровли.
При монтаже щитов при помощи подъемников на центральной
стойке до установки последнего радиального щита на смонтиро-
ванное покрытие поднимается центральный щит, который после
демонтажа подъемника надвигается на место.
Сварка щитов производится после их -установки. Сначала сва-
риваются радиальные швы, а затем кольцевые.
Сварка монтажных стыков щитов осуществляется автомати-
ческой или ручной электросваркой. Автоматическая сварка мон-
тажных стыков днища, кольцевого таврового стыка днища с кор-
272
Рис. 139. Извлечение шахтной лестницы из резервуара.
а —при помощи крана, находящегося внутри резервуара; б —крага,
находящегося вне резервуара; в — крана через верх стенки резервуара.
18 Заказ 863. 273
пусом и монтажных стыков щитов кровли может выполняться
специально созданным для этих целей универсальным сварочным
резервуарным автоматом АР-56 конструкции ВНИИСТ.
При ручной сварке таврового шва стенки и днища в резервуа-
рах емкостью 2 000 м3 и более сварка производится с двух сторон
и в два слоя обратно-сту-
Рис. 140. Установка шахтной лестницы
на фундамент.
пенчатым методом.
Сварка внутреннего й
внешнего шва выполняет-
ся, как правило, одновре-
менно с некоторым опе-
режением внутреннего
шва. При раздельной
сварке в первую очередь
заваривается внутренний
шов. В резервуарах емко-
стью менее 2000 м3 свар1
ка швов соединения кор-
пуса с днищем выполняет-
ся также с двух сторон,
но в один слой.
Перед замыканием кор-
пуса шахтная лестница,
на которую, как на бара-
бан, был свернут рулон
корпуса, удаляется из ре-
зервуара. Эта операция
может быть выполнена
различными способами
(рис. 139).
Извлечение шахтной
лестницы через верх бо-
ковой стенки (рис. 139, в)
после ее замыкания воз-
можно лишь при наличии крана с длинной стрелой и до-
статочной грузоподъемностью. Наиболее широко применяется
извлечение лестницы по схеме, показанной на рис. 139, б. В
этом случае кран сразу устанавливает лестницу на фундамент
и заводит ее на анкерные болты (рис. 140).
Так как резервуар, стоящий на песчаном основании, может
иметь разную осадку с лестницей, устанавливаемой на бетонном
фундаменте, целесообразно выполнять скользящее крепление ее
к корпусу.
К наиболее сложным операциям монтажа корпуса относятся
сборка и сварка замыкающего стыка, собираемого внахлестку
(величина нахлеста не менее 40 мм). Для выполнения этой опе-
рации применяются самые разнообразные приемы и приспособле-
ния. Завальцованные кромки для придания им цилиндрической
274
формы вытягиваются наружу различными способами при помощи
стяжных болтов, нажимной балочки и лебедки, трактора и лебедки
на нем одновременным вытягиванием верха и низа замыкающего
стыка и т. д.
Удачным решением следует считать предложение бригадира
монтажников сварочного треста № 65 Е. Н. Воронина.
Для сборки замыкающего стыка внутри резервуара на корпусе
на расстоянии 1200 мм от оси стыка устанавливаются две монтаж-
ные стойки из двутавра № 16 несколько большей длины, чем
высота корпуса.
Стойки крепятся к корпусу на прихватках через прокладки.
Верх стоек связывается уголком, к середине которого подвеши-
вается однорольный блок. Однорольные блоки устанавливаются
также на верху стоек.
Балочка с нажимным винтом перемещается вверх и вниз по
стойкам при помощи укрепленного на ней ворота. Сама балочка
подвешивается на тросе, переброшенном через ролик блока,
который одним концом крепится на балочке, а другим на барабане
ворота. Нажимной винт диаметром 30 мм имеет пятку. Его можно
перемещать по балочке в горизонтальном направлении и таким
образом производить нажим в любом месте между двумя стойками.
Работа выполняется двумя рабочими, которые располагаются
в передвижной, подвешенной на двух блоках люльке, оборудован-
ной для подъема и опускания двумя самотормозящими лебедками.
Нажимом винта в нужных местах кромки выправляются, и
на стыки ставятся клиновые сборочные приспособления или
: прихватки (рис. 141).
Сварка замыкающего стыка производится с обеих сторон
:1 сплошным швом, обратно-ступенчатым способом, с опережением
сварки внутреннего шва.
До настоящего времени при строительстве резервуаров инду-
стриальным методом наряду со щитовой кровлей применяется
также перекрытие в виде ферм и настил кровли из отдельных
листов.
Монтаж такого перекрытия (установка полуферм, прогонов,
радиальных балок и других элементов) производится параллельно
с разворачиванием рулона корпуса. После установки рулона на
днище в вертикальное положение при помощи автокрана в центре
днища устанавливается и крепится к нему раскосами временная
монтажная стойка с укрепленной наверху центральной стойкой.
Момент установки центральной стойки показан на рис. 142.
После разворачивания 5—6 Л1 на боковую стенку автокраном
навешивается монтажная люлька (рис. 143), предназначенная для
установки лесов, собирания элементов перекрытия и выполнения
других работ.
На расстоянии 1 м от начальной кромки полотнища устана-
вливается и приваривается к корпусу опорная стойка первой
полуфермы. Ее подъем, как и подъем полуферм, прогонов и
18*
275
радиальных балок осуществляется автокраном с удлиненной
стрелой, который для этого заезжает на днище. Чаще всего
используется автокран К-32 со стрелой 13 м.
Рис. 141. Сборка замыкающего стыка корпуса
при помощи приспособления Е. Н. Воронина.
Вслед за разворачиванием производится рихтовка и при-
хватка нижней кромки. Затем краном устанавливается первая
полуферма (рис. 144), которая крепится к центральной стойке
(барабану) и к опорной стойке на корпусе. Полуферма заранее
обстраивается подвесными лесами для монтажа перекрытия. Кон-
струкция подвесных лесов показана на рис. 146. Верхняя кромка
в месте примыкания полуфермы расчаливается наружу на якорь.
Также поступают и после установки второй и третьей полуфермы
и т. д. (рис. 145), до тех пор пока не будут установлены полу-
276
Рис. 142. Установка на днище центральной стойки.
Рис. 143. Монтажная люлька.
277
фермы, противоположные по диаметру, после чего на них могут
быть сняты расчалки.
После установки второй, а затем очередной полуфермы, кото-
рые подаются на днище трубоукладчиком, монтируются прогоны
и связи, скрепляющие полуфермы. Порядок установки прогонов
в различных монтажных организациях неодинаков: в одних
сначала устанавливают прогоны среднего, а затем большого и
малого стропильного кольца, в других — начинают с установки
прогонов большого кольца. Прогоны устанавливаются на болтах.
Рис. 144. Монтаж перекрытия и разворачивание рулона кор-
пуса. Подъем второй полуфермы.
По окончании установки всех прогонов стрела крана выводится
за вновь установленную ферму и группами («гирляндами») подни-
маются радиальные балки. Балки устанавливаются в проектное
положение и привариваются к прогонам после рихтовки при
помощи оттяжки трактором верхней кромки ( корпуса. Монтаж
элементов перекрытия показан на рис. 147.
Одновременно с разворачиванием рулона корпуса и мон-
тажом перекрытия на прихватках устанавливаются секции верх-
него обвязочного уголка. Установка уголка производится с вну-
тренних подвесных лесов, конструкция которых показана на
рис. 148. Прижим уголка к полотнищу осуществляется при
помощи специальных приспособлений. После установки последней
полуфермы поддон отсоединяют от лестницы (срезаются при-
хватки или установленные внутри рулона коротыши) и вытаски-
вают из-под нее трактором; лестница выводится из резервуара
278
Рис. 145. Установка четвертой полуфермы.
Рис. 146. Подвесные леса на долуфермах.
279
Рис. 148. Конструкция и монтаж внутренних подвесных лесов.
280
при помощи крана или трактора через отводной ролик, с верхней
кромки снимают люльку и временную монтажную стойку. Замы-
кание корпуса производится так же, как и при монтаже резервуа-
ров со'Щитовой кровлей.
Сборка и сварка настила кровли принципиально почти не
отличаются от выполнения этих операций при полистовом методе
монтажа резервуаров. Подъем листов настила осуществляется
пакетами, чаще всего при помощи укосины, установленной на
верху резервуара и трактора или лебедки. Сборка выполняется
на прихватках по общепринятой технологии сборки кровли
резервуаров.
Ввиду того что по новым проектам вертикальные цилиндри-
ческие резервуары рассчитываются на избыточное давление в газо-
вом пространстве, равное 200 мм вод. ст., в процессе сборки
листы по кромке привариваются к радиальным балкам в местах
пересечения, а в дальнейшем предусматривается крепление
настила к обрешетке прихватками в потолочном положении,
проплавленными швами или электрозаклепками.
Следует отметить, что первые два способа прикрепления
настила к обрешетке весьма трудоемки, это же относится и
к третьему способу, если предусматривать сверление отверстий
и постановку электрозаклепок ручной сваркой.
Впервые удачное решение задачи о прикреплении настила
кровли удалось осуществить на показательном строительстве
группы резервуаров Астраханской нефтебазы № 10 по технологии,
разработанной ВНИИСТ с применением электрозаклепочника
СЛ-60 конструкции ВНИИСтройдормаша. Электрозаклепочник
представляет собой ручной сварочный пистолет размерами
275 х 300 X НО мм и весом в полном рабочем снаряжении 3 кг.
Электрозаклепочник работает при силе тока 850—900 а и напря-
жении на дуге 32—34 в. Для сварки используется проволока
d — 5 мм и флюс марки АН-348. Всего на кровлю резервуара
емкостью 5000 м3 в соответствии с расчетом необходимо было
поставить 350 электрозаклепок. За смену автосварщик 7-го раз-
ряда ставит 200—250 электрозаклепок.
В течение длительного времени оставались нерешенными
вопросы индустриального монтажа перекрытия и настила кровли,
что вызвало ряд предложений и технических решений по усовер-
шенствованию этих операций.
В некоторых организациях Главнефтемонтажа был осуще-
ствлен монтаж больших резервуаров с корпусом из рулонной
заготовки, перекрытие и настил кровли которых целиком собира-
лись на днище (рис. 149), а затем по окончании разворачивания
корпуса крыша поднималась в проектное положение.
Вслед за разворачиванием рулона на днище устанавливаются
полуфермы, скрепляемые прогонами, и монтируются другие
элементы перекрытия и настил кровли, за исключением перифе-
рийной части. К моменту окончания разворачивания рулона
281
заканчивается и монтаж крыши. Затем при помощи трех мачт
тракторами или тракторными лебедками осуществляется подъем
крыши в проектное положение.
По другому варианту (рис. 150) на днище сразу собирается
вся крыша за исключением одного сектора, в который подни-
мается рулон. Так как во время разворачивания рулон переме-
щается, перекрытие опирается на простейшее поворотное устрой-
Рис. 149. Сборка перекрытия и настила кровли на днище.
ство (рис. 151), позволяющее поворачивать готовую крышу и тем
самым создавать условия для дальнейшего разворачивания рулона
в несмонтированном секторе.
Вместе с перекрытием устанавливается разборный портал,
при помощи которого через систему полиспастов осуществляется
подъем крыши резервуара в проектное положение. После закре-
пления элементов перекрытия на корпусе портал и оснастка
демонтируются.
Преимущества описанных способов заключается в монтаже
перекрытия и настила кровли внизу. Однако по многим причинам
(сложность такелажа и операций по установке кровли в проектное
положение, необходимость изготовления специальных приспо-
соблений и др.) эти способы не получили широкого применения
на практике.
Наибольшее распространение при монтаже перекрытия в виде
ферм рулонных резервуаров имеет автокран с удлиненной стрелой.
Однако коэффициент использования на этой операции невелик;
не представляется возможным и его использование на других
282
Рис. 150. Монтаж крыши резервуара на днище до разворачивания рулона.
а — разворачивание рулона корпуса; б — крепление нижнего блока полиспаста.
работах в перерывах. Поэтому в некоторых монтажных управле-
ниях применяются упрощенные грузоподъемные средства.
При разворачивании рулона корпуса для сборки перекрытия
резервуара (установки полуферм, прогонов, радиальных балок)
и монтажа верхнего обвязочного уголка вместо обычно упо-
требляемого автокрана с удлиненной стрелой бригадир монтаж-
ников А. И. Квасов применил сборно-разборный копер специаль-
ной конструкции (рис. 152).
283
Рис. 151. Поворотное устройство.
Рис. 152. Копер конструкции А. И. Квасова.
284
Основанием этого копра служит опорная рама, выполненная
из двутавра. Рама соединяется при помощи тяги из трубы с цен-
тральной монтажной стойкой, вокруг которой копер передви-
гается на роликах, представляющих собой отрезки труб диамет-
ром 200 мм с вставленными в них шарикоподшипниками. На раме
установлены основные стойки из труб; передняя центральная
стойка выполнена из двух спаренных швеллеров.
Высота копра принята из расчета его свободного перемещения
иод установленными полуфермами перекрытия, связи и раскосы
выполнены из уголков. Для подъема монтируемых конструкций
и деталей копер снабжен стрелой из трубы, выступающей за
корпус резервуара и проворачивающейся на роликовых подшип-
никах в муфте.
Грузовые (рабочие) тросы проходят внутри трубы стрелы, на
конце которой устанавливается ролик, снабженный подшипником.
Для подъема деталей на раме копра располагается электролебедка.
По высоте копер имеет несколько площадок для проведения работ
на разном уровне и, в частности, для испытания сварных швов
корпуса керосином и устранения дефектов. Общий вес коп-
ра 2 т.
Монтаж копра начинается со сборки рамы; затем весь копер
собирается на земле и при помощи трактора ставится в вертикаль-
ное положение; стойки закрепляются болтами на раме, и стрелой
поднимается настил из досок.
Этот способ монтажа позволяет отказаться от люльки, приме-
няемой для приварки опорных деталей под полуфермы и радиаль-
ные балки, а также от устройства лесов для установки верхнего
обвязочного уголка, что упрощает, ускоряет и удешевляет работы.
Следует отметить, что при монтаже при помощи копра сборка
перекрытия безопасна и в ветренную погоду, в то время как
работа с лесов на корпусе с использованием автокрана при силь-
ном ветре невозможна.
В комплект приспособлений Квасова входит также радиальная
тележка, предназначенная для монтажа прогонов, радиальных
балок и настила кровли. Каркас тележки выполняется из труб
диаметром 75 лш. Тележка вращается вокруг штыря над централь-
ной монтажной стойкой и катится по уторному уголку на колесах-
валках, сделанных из старых осей автомашин. Перемещается она
при помощи ручного привода; усилием одного человека можно
передвигать радиальную тележку, нагруженную металлом
весом до 1 т.
На тележке для установки кольцевых прогонов и других
элементов монтируется лебедка грузоподъемностью 0,25 т.
Загрузка люльки монтажными элементами производится стре-
лой копра. К тележке подвешиваются наружные леса, с которых
ведутся все работы по испытанию швов и их исправлению снаружи
корпуса. Для резервуаров различной емкости должны быть изго-
товлены свои тележки.
285
В качестве внутренних лесов Квасов предложил использовать
внутреннюю люльку, которая представляет собой этажерку дли-
ной 8 м и шириной 0,5 Л4, выполненную из углового железа.
Люлька подвешивается к стреле из трубы диаметром 75 мм,.
закрепленной на центральной монтажной стойке и легко переме-
щается вручную одним человеком по периметру корпуса.
Бригада Квасова состояла из шести монтажников-сборщиков
и двух сварщиков и вела монтаж корпуса и перекрытия резер-
вуара емкостью 5000 м3 за четыре-пять смен.
С целью индустриализации сооружение резервуаров малой
емкости (до 400 л3), доля которых в общей емкости всех нефте-
резервуаров по стране составляет более 15%, Куйбышевский1
завод металлоконструкций разработал способ изготовления кор-
пусов малых резервуаров и сворачивания полотнищ по три в один
рулон для резервуаров объемом 200 м3 и по два в один рулон для
резервуаров емкостью 300 и 400 м3.
Для полной загрузки железнодорожных платформ при транс-
портировке рулонов резервуаров емкостью 200 м3, имеющих
длину (высоту) 6 м, на стенде одновременно Изготовляются полот-
нища корпусов двух резервуаров и параллельно сворачиваются
на один барабан. Всего на барабан сворачиваются шесть корпусов,
резервуаров. Таким образом, при незначительном удлинении
спаренного рулона против рулонов больших резервуаров, его вес
увеличивается и недогрузка платформ исключается. Техническая
характеристика рулонов малых резервуаров приведена в табл. 41.
Таблица 41
Техническая характеристика рулонов малых резервуаров
Показатели Резервуары
3X200 3x200 2X300 2X400 200 300 400
Длина, мм 11810 5 905 8 095 5905 5905 8095
Диаметр, мм 2 660 2 660 2 660 2660 2660 2660
Вес, кг 26 753 15 680 15 068 5103 5960 8386
На монтажную площадку рулоны доставляются обычным
способом и разгружаются рядом с песчаным основанием.
Монтажное управление № 5 треста Нефтезаводмонтаж успешно
освоило монтаж резервуаров из таких заготовок. Спаренные
рулоны резервуаров емкостью 200 м3 разъединяются на две
половины. Краном рулон устанавливается на подготовленное
днище, и производится разворачивание полотнища первого кор-
пуса. Затем при помощи гусеничного крана рулон с оставшимся
полотнищем вынимают из развернутого корпуса (рис. 153) и пере-
носят на второе подготовленное днище. После разворачивания
второго корпуса операция повторяется. Таким же образом раз-
ворачиваются рулоны резервуаров емкостью 300 и 400 м3.
286
Монтаж перекрытий резервуаров осуществлялся крупноблоч-
ным методом. По предложению М. К. Богомолова металлокон-
струкции перекрытия полностью собирались около монтируе-
мого резервуара и тем же краном ставились на место (рис. 154).
Рис. 153. Перенос на подготовленное днище
, рулона корпуса второго резервуара при помо-
щи гусеничного крана 3-1004.
Сочетание индустриального монтажа резервуаров описанным
методом с поточной организацией работ обеспечивает скоростной
монтаж резервуарных парков, что особенно важно при строи-
тельстве промежуточных парков нефтеперерабатывающих заводов.
При строительстве некоторых нефтеперерабатывающих заво-
дов заготовка мелких резервуаров велась централизовано в не-
287
посредственной близости от строительной площадки. Так, в мон
тажном управлении № 3 треста Нефтезаводмонтаж резервуары
емкостью от 100 до 300 ж3 изготовлялись на специальном стенде
с применением автоматической сварки. Днище и корпус резер-
вуаров собирались из отдельных листов, причем листы днища
Рис. 154. Установка предварительно собран-
ного перекрытия резервуара.
сваривались внахлестку сварочным трактором ТС-17М, а листы
корпуса с внутренней стороны проваривались прерывистым
70-миллиметровым швом через каждые 200 мм. С внешней стороны
листы плотно подгонялись друг к другу и ставились прихватки,
т. е. производилась подготовка к автоматической сварке. В кор-
пусе под кольцевые нахлесточные швы устанавливались на при-
хватках временные кольца жесткости, предотвращающие дефор-
мации корпуса резервуара при его транспортировке к стенду
288
автосварки и вращении на специальных роликовых опорах (сва-
рочный стенд показан на рис. 155).
Электроаппаратура, пульт управления, сварочный трактор
и оператор помещаются на консольной площадке решетчатой
вертикальной башни, передвигающейся при помощи привод-
ной лебедки по рельсам вдоль образующей резервуара, устано-
Рис. 155. Установка для автоматической сварки
резервуаров емкостью 100—300 м3.
1 — башня; 2 — консольная площадка; з — электроаппа-
ратура; 4 — оператор со сварочными тракторами; i — сва-
риваемый резервуар; -5 — роликовые опоры; в — лебедка;
7 — контргруз.
вленного на рольганг. Такое перемещение по длине корпуса
обеспечивает сварку всех горизонтальных швов.
Консольная площадка может перемещаться также вверх и
вниз по решетчатой башне при помощи ручной лебедки грузо-
подъемностью 1,5 т. Площадка одним концом опирается на
башню, а другим с четырьмя обрезиненными роликами непосред-
ственно на резервуар. Сзади площадки для предотвращения опро-
кидывания устанавливается контргруз.
19 Заказ 863.
289
Рольганг состоит из четырех спаренных роликовых опор, одна
из которых — ведущая — получает через редуктор вращение от
электромотора мощностью 2 кет. Ведущие ролики покрыты рези-
ной, что дает возможность за счет возникающих сил трения вра-
щать резервуар.
Сначала свариваются продольные швы, а затем сварочный
трактор при помощи копирного устройства перемещается по
кольцевым швам, при этом ходовая часть сварочного трактора
Рис. 156. Установка для изготовления корпусов резервуара емко-
стью 100 и 200 ж3.
1 — стенд для сборки и сварки полотнищ; 2 — инвентарный каркас для навора-
чивания полотнища корпуса; 3 — приспособление для перекантовки полотнища
при сварке его с обратной стороны.
выключается, и сварка осуществляется при вращении резервуара
на роликовых опорах. Затем приваривается к корпусу днище.
Нахлесточные кольцевые швы свариваются проволокой диа-
метром 5 мм со скоростью 40,5 м!час, при напряжении на дуге
30-35 в.
В монтажном управлении № 7 треста Нефтезаводмонтаж
полотнища корпусов резервуаров емкостью 100 и 200 м3 изгото-
влялись на специальном стенде, а затем наворачивались на ин-
вентарный каркас, имеющий размеры резервуара (рис. 156).
Опорная рама стенда состояла из труб и двутавровых балок,
тщательно выверенных в горизонтальной плоскости. По балкам
укладывался настил из стальных листов. Стенд имел ширину
8 м и длину 50 м, равную двойной длине полотнищ.
290
. На стенде раскладывались и собирались внахлестку листы
корпуса. С внутренней стороны резервуара по коротким кромкам
сварка велась сварочным трактором ТС-17М, а по длинным сто-
ронам вручную — прерывистым швом длиной 70 мм через 200 мм.
С наружной стороны после тщательной подгонки нахлесточ-
ных стыков велась автоматическая сварка.
Для сварки с двух сторон полотнище перекантовывалось
при помощи специального каркаса катушки и лебедки. С этой
Рис. 157. Сворачивание полотнища на кондуктор.
целью под полотнище заводился трос, один конец которого кре-
пился за стенд, а второй выводился на лебедку. На полотнище
накатывалась катушка, трос охватывал полотнище и каркас,
лебедка наматывала трос и перекатывала катушку, и полотнище
переворачивалось на обратную сторону.
Для сворачивания полотнища на инвентарный кондуктор,'
к нему по образующей крепился корпус. Затем лебедкой через
систему тросов и блоков проворачиванием кондуктора произво-
дилось сворачивание полотнища (рис. 157). После окончания сво-
рачивания сваривался замыкающий стык.
Изготовленный корпус двумя мачтами, установленными
в конце стенда, переворачивался в вертикальное положение и
ставился на заранее подготовленное днище. Корпус приваривался
к днищу и монтировался верхний обвязочный уголок. После
19* 291
этого инвентарный кондуктор при помощи мачт вынимался
(рис. 158). На рисунке сзади мачт видны готовые резервуары.
Так как транспортировка готовых резервуаров на большие
расстояния представляет известные трудности, стенды для их из-
готовления целесообразно располагать в непосредственной бли-
Рис. 158. Извлечение при помощи мачт инвен-
тарного каркаса.
зости от площадок массового монтажа резервуаров малой емкости.
Преимуществами этого метода — простота и широкое примене-
ние автоматической сварки и возможность заготовлять резервуары
до начала или в период подготовительных и строительных работ.
При расположении одиночных мелких резервуаров на боль-
шом расстоянии от стенда на нем изготовляется полотнище кор-
пуса, которое затем сворачивается на специальный инвентарный
каркас.
Такой рулон (рис. 159) легко транспортируется к месту мон-
тажа.
.292
Рис. 159. Свернутый рулон корпуса резервуара.
ОРГАНИЗАЦИЯ СТРОИТЕЛЬСТВА РЕЗЕРВУАРНЫХ ПАРКОВ
Широкое внедрение в практику строительства индустриаль-
ного метода монтажа резервуаров потребовало пересмотра форм
организации строительства резервуарных парков и вызвало
необходимость индустриализации строительных работ с высо-
ким уровнем их механизации. Только при решении этих задач
можно было значительно сократить сроки ввода в эксплуатацию
резервуарных парков, улучшить качество работ и снизить капи-
тальные затраты.
При строительстве резервуарных парков можно с успехом
применять поточную организацию работ. Основное условие по-
точно-скоростного строительства — совмещение строительных,
монтажных, санитарно-технических и электромонтажных работ,
для чего составляется единый совмещенный поточный график
работ.
Строительство резервуарных парков, состоящих из четырех
и более резервуаров, целесообразно вести по поточно-расчленен-
ному методу, обеспечивающему ритмичность работ, эффективное
и экономичное расходование ресурсов при общем снижении
срока и стоимости строительства.
При меньшем количестве резервуаров организация потока не
всегда оправдывается, так как поток не успевает полностью
развернуться; однако основные приемы выполнения работы
остаются такими же.
293
При поточно-расчлененном методе строительно-монтажные ра-
боты подразделяются на группы: земляные работы, устройство
оснований под резервуары, монтаж трубопроводов, монтаж ре-
зервуаров и т. д.
Объем работы по каждой группе расчленяется на ряд процес-
сов-циклов, которые последовательно выполняются специализи-
рованными бригадами или звеньями рабочих на всех участках
строящегося парка резервуаров и требуют применения определен-
ных материалов, конструкций и комплекса инструментов и меха-
низмов.
Примерное расчленение на циклы строительных работ при
устройстве оснований под резервуары следующее:
I цикл — срезка растительного слоя и рытье котлованов под
основания резервуаров;
II цикл — отсыпка основания из грунта с разравниванием
его слоями, увлажнением слоев и укатыванием их мотокатками;
III цикл — отсыпка песчаного слоя оснований с разравнива-
нием слоев песка бульдозером и вручную;
IV цикл — устройство гидроизоляционного слоя из песчано-
мазутной массы, разравнивание и укатывание ее.
При монтаже резервуаров:
I цикл — монтаж днища и подъем рулона корпуса;
II цикл — монтаж корпуса и покрытия;
III цикл — монтаж обвязки, арматуры и оборудования резер-
вуара;
IV цикл — монтажная сварка;
V цикл — испытание резервуара.
Основным показателем, определяющим ритмичность поточно-
расчлененного строительства, является модуль цикличности, т. е.
продолжительность работы специализированной бригады на
одной бахватке.
Для работ на резервуарах захваткой назначается один резер-
вуар; для работ на обвалованиях, траншеях, технологических
трубопроводах захватка назначается на определенный участок
длины этих сооружений или на работы, выполняемые в пределах
групп резервуаров.
Модуль цикличности для ведущих циклов определяется в каж-
дой группе по следующей формуле:
х=ж <173>
где Q — трудоемкость работ в человеко-днях на захватке, опре-
деляемая как сумма трудоемкости по каждой операции,
включенной в цикл;
d — коэффициент, предусматривающий перевыполнение норм;
А — показатель сменности работ;
i — количество рабочих в бригаде.
294
Для циклов, выполнение которых зависит от производитель-
ности основных ведущих механизмов, модуль цикличности нахо-
дят по формуле
где Р — объем работ по захватке;
5М — производительность основного механизма в смену;
i — количество основных механизмов.
Для сокращения срока работ количество рабочих или механиз-
мов в ведущих циклах определяется как максимальное возмож-
ное в зависимости от необходимых специальностей и открытого
фронта работ на захватке.
Количество рабочих или механизмов в совместимых циклах
устанавливается таким, чтобы модули цикличности всех циклов
данной группы работ были по возможности равными или крат-
ными между собой.
Модулем цикличности потока необходимо назначать наимень-
ший модуль цикличности ведущих циклов, а работы по циклам
с большими модулями цикличности следует вести параллельными
бригадами (звеньями) в одну смену, или там, где это возможно,
организовать работы по этим циклам в две-три смены.
Сокращение шага потока при неизменных захватах и количе-
стве циклов одновременно определяет и сокращение всего срока
строительства.
Все указанные характеристики и показатели циклов объеди-
няются в основном документе поточного строительства — нор-
мальной технологии, которая устанавливает последовательность
выполнения каждого цикла работ на одной захватке и соста-
вляется для каждой группы работ с учетом максимального совме-
щения и уплотнения циклов.
Совмещенный директивный график поточного строительства
разрабатывается на основании нормальных технологий по всем
комплексным процессам. При этом исполнение всех работ мак-
симально совмещается и сближается во времени, от чего зависит
и сокращение общего срока строительства (см. график на вклейке).
Продолжительность работ каждого комплексного процесса
на всех захватках при простой структуре потока определяется
по формуле
Т = К (т + п — 1), (175)
где К — модуль цикличности потока;
m — количество захваток;
п — количество частных потоков (циклов), начинающихся на
данной захватке, с интервалом в один модуль циклич-
ности потока.
295
При более сложной структуре потока продолжительность
работ находится по специальным формулам или устанавливается
непосредственно из графика и циклограммы работ.
Продолжительность всех строительно-монтажных работ по
сооружению резервуарного парка определяется по совмещенной
циклограмме или совмещенному графику работ.
Поточная организация работ с успехом применяется на прак-
тике. В 1954 г. было проведено показательное поточно-скоростное
строительство резервуарного парка одной из нефтебаз Глав-
нефтесбыта в Астрахани, в 1956 г. строительство двух резервуар-
ных парков Куйбышевского нефтеперерабатывающего завода
и в 1957 г. — резервуарного парка в Муханове.
Практика показала, что при строительстве резервуарного
парка необходимо учитывать конкретные условия строительства,
специфику проекта, емкость и назначение сооружаемых резер-
вуаров.
При строительстве резервуарных парков индустриальными
методами в специализированных цехах на заводах металлокон-
струкций, сборного железобетона и в трубозаготовительных
мастерских должны быть изготовлены и поставлены на строитель-
ную площадку в готовом виде следующие изделия:
сборные железобетонные или бетонные элементы лотков для
прокладки технологических трубопроводов; элементы колодцев,
стойки трубопроводов и сборные фундаменты для них, переходные
мостики, плиты бетонных дорожек;
днища, свернутые на центральную стойку или на рулоны
корпуса; рулоны корпуса, свернутые на шахтную лестницу;
щиты кровли, патрубки и горловины с усилительными воротни-
ками и фланцами для установки оборудования и люков, огра-
ждение и другие детали;
механическое оборудование резервуаров, запорная и регули-
рующая арматура, прошедшие ревизию и испытания; узлы обвя-
зочных трубопроводов, пенотушения и отопительных устройств,
узлы колодцев переключений, секции внутрипарковых трубо-
проводов, сваренные на трубосварочной базе.
До начала основных строительных работ по сооружению
резервуарного парка необходимо выполнить подготовительные
работы по оконтуриванию в натуре площадки парка в соответ-
ствии с проектом; разбивке осей резервуаров, обвалований и ком-
муникаций, установке реперов с указанием отметок планировки
и днищ резервуаров.
В районе строительства резервуарных парков должны быть
проложены магистральные водопроводы и магистральные кана-
лизационные линии. При невозможности использования постоян-
ных линий водоснабжения для нужд строительства следует про-
ложить временные линии.
Необходимо соорудить постоянные дороги в районе парков,
временные подъезды к строительной площадке и специальные
296
проезды для трайлеров, а также обеспечить подводку линий вре-
менного электроснабжения, устройство временных электропод-
станций — со спусками для сварочных машин и электроосвеще-
ния и установку всех предусмотренных генеральным планом
строительства сборных или передвижных временных соору-
жений.
Строительство должно быть обеспечено механизмами, авто-
транспортом, инвентарем и инструментом. Должна быть закон-
чена комплектация рабочей силы.
К основным операциям по строительству парков относятся:
предварительная разбивка парка, срезка растительного слоя
и перемещение грунта за пределы площадки; предварительная
планировка (срезка излишнего грунта в соответствии с проектом
вертикальной планировки), рытье траншей под канализационные
сети и водопроводы, прокладка канализационных трубопроводов,
устройство колодцев и обратная засыпка траншей
рытье траншей под подземные технологические трубопроводы:
и конденсатопроводы, прокладка подземных технологических
трубопроводов и конденсатопроводов, их испытание и обратная
засыпка траншей;
уточнение разбивки парка, вертикальная планировка пло-
щадки (подсыпка), устройство земляных оснований под резер-
вуары с транспортом недостающего материкового грунта, устрой-
ство земляного вала вокруг парка с транспортом необходимого*
количества грунта, проведение испытания плотности грунта
основания с составлением промежуточного акта;
устройство песчаного основания и испытание его плотности,
укладка изоляционного слоя, установка железобетонного фун-
дамента под лестницу, составление исполнительной геодезиче-
ской схемы, сдача законченных оснований, включая изоляцион-
ный слой, под монтаж;
монтаж резервуаров, временное подключение к трубопроводам
и испытание заливом воды, рытье котлованов под фундамент
стоек трубопроводов и траншей под технологические лотки,
устройство технологических лотков и фундаментов стоек трубо-
проводов, устройство колодцев технологических трубопроводов;
засыпка пазух лотков и фундаментов;
монтаж стоек для прокладки надземных трубопроводов, мон-
таж трубопроводов в лотках и на стойках, испытание трубопро-
водов на стойках и в лотках, сдача их для теплоизоляции,
теплоизоляция трубопроводов на стойках и в лотках, закрытие
лотков плитами, постоянное подключение резервуаров к трубо-
проводам после испытания резервуаров водой;
1 В зонах проездов и выполнения тяжелого такелажа колодцы не дово-
дятся на 0,5 м до проектной отметки и перекрываются накатом из подто-
варника.
297
устройство заземления резервуаров и постоянного освещения
парков, устройство отмостки вокруг резервуаров, огрунтовка
и окраска резервуаров;
окончательная планировка территории парка, наращивание
канализационных колодцев, установка люков и дождеприемни-
ков, демонтаж временного водопровода и электролиний, устрой-
ство дорожек и проездов через лотки, уборка территории, закры-
тие разрывов земляного вала и чистая планировка откосов и
верхней бермы, установка лестниц через обвалование.
К устройству насыпных оснований под резервуары присту-
пают после прокладки и засыпки трубопроводов канализации
и водопровода.
Под насыпные основания полностью срезается растительный
слой грунта. Удаляются также грунты, которые не могут служить
основанием под резервуар. Выемка грунта бульдозерами выпол-
няется разными способами.
Насыпные основания отсыпаются, как правило, из однород-
ных грунтов. Применение неоднородных грунтов разрешается
при условии выполнения специальных указаний ТУ.
При устройстве грунтовой подсыпки из нескольких разных
грунтов укладку их ведут горизонтальными слоями одинаковой
толщины.
Наиболее распространенная конструкция насыпного основа-
ния резервуаров состоит из двух частей: нижнего, выполняемого
обычно из местного грунта, и верхнего песчаного основания.
Грунт отсыпается до отметки планировки или несколько выше,
так как это предусмотрено проектом.
К укладке не допускаются: илистые грунты, грунты, содер-
жащие гипс и растворимые сернокислые соли в количестве более
5%, глины вперемежку с дренирующими грунтами, торф, глины
и пылеватые суглинки, находящиеся в замерзшем или разжижен-
ном состоянии.
Допускаются с ограничениями: жирные глины, меловые,
тальковые и трепельные грунты, дерн, лесс и лессовидные грунты.
Органические грунты (чернозем, подзолистые грунты и др.)
допускаются в качестве оснований только для резервуаров емко-
стью до 300 м3.
В заболоченных местах насыпные основания выполняются
из дренирующего грунта: щебня, гальки, крупного и среднего
песка, причем для устройства нижней части основания приме-
няется каменная наброска. Прочие грунты при отсыпке основа-
ний в заболоченных местах применяются лишь при обязательном
проведении работ по понижению грунтовых вод.
Для грунтовой подсыпки в первую очередь могут быть исполь-
зованы щебнистые, галечные и песчаные грунты, а также тща-
тельно уплотненные супески и суглинки.
Устройство земляной подсыпки под резервуары выполняется
послойно с толщиной слоя, назначаемой в зависимости от приме-
298
няемых средств уплотнения. Так, например, при уплотнении
грунта при помощи катков толщина слоя принимается равной
0,25—0,30 м.
Поверхность основания резервуара должна быть спланиро-
вана.
Основание планируется путем срезки грунта. При устройстве
оснований на склонах планировка производится на одну отметку,
что хотя и требует выемки значительного количества грунта и
устройства насыпного основания, но зато обеспечивает устойчи-
вость резервуара.
В пределах основания резервуаров запрещается устройство
каких-либо приямков.
Для отсыпки грунтового основания в первую очередь исполь-
зуется пригодный местный грунт, разрабатываемый на площадке
парка. Транспорт этого грунта осуществляется бульдозерами,
а при больших объемах планировочных работ скреперами. Недо-
стающий грунт доставляется автосамосвалами с других объектов,
или из карьеров, которые закладываются на возможно меньшем
расстоянии — (но не ближе 10 л.) за обвалованием парка.
Разравнивание грунта выполняется бульдозерами, а уплотне-
ние — катками послойно. Для уплотнения грунта можно приме-
нять также трамбовочные плиты, причем при их помощи уплотне-
ние производится на высоту 1—1,5 м.
Для уплотнения нижних слоев грунта рационально исполь-
зовать кулачковые катки весом 5 т. Число проходов по одному
месту — 8 раз. Толщина уплотняемого слоя при этом составляет
0,25—0,30 м. При уплотнении гладкими катками толщина уплот-
няемого слоя равняется 0,15 м, а число проходов по одному
месту 10 раз.
При уплотнении каток последовательно проходит от края
к середине, с перекрытием соседних полос на 0,25 м.
При удовлетворительном уплотнении грунт не выпучивается
волной перед движущимся катком, а глубина следа от задних
вальцов катка должна быть не более 5 мм.
Песчаное основание под резервуар устанавливают послойно,
при этом толщина слоя 0,15 м. Песок транспортируется автосамо-
свалами, а уплотняется гладкими катками весом 5 т и поливается
водой; число проходов катка по одному месту — 10 раз.
Эффективность уплотнения грунта зависит в значительной
степени от его влажности при укатке или трамбовке. Несвязан-
ные грунты и песок поливаются водой после разравнивания оче-
редного слоя. Поливка считается достаточной, если при сжатии
в руке из комка грунта не выжимается вода, а рука только увлаж-
няется.
Связанные грунты не должны поливаться после разравнивания
слоев.
Необходимую степень влажности (граница «клейкости» и «ска-
тывания») связанным грунтам придают путем предварительной
299
поливки из брандспойта с распылителем, или при помощи
поливальной машины. Увлажнять, а также подсушивать эти грунты
следует в разрыхленном состоянии.
При уплотнении на всю высоту насыпного грунта основания
(1 —1,5 м) трамбование производится трамбовочными плитами
весом не менее 1 т посредстволх сбрасывания трамбовки, подве-
шенной к стреле крана или экскаватора с высоты 3,5—4,0 м.
Верхний слой песчаной части основания представляет собой
изолирующий слой, предохраняющий днище от непосредствен-
ного влияния грунтовых вод и водяных паров, которые могут
конденсироваться под днищем; верхний слой затрудняет способ-
ствующий интенсификации коррозии воздухообмен непосред-
ственно под днищем.
Песчаная часть основания не досыпается до красной отметки
на 80—100 мм. На эту высоту равномерным слоем досыпается
стабилизированный грунт, приготовляемый из песка или легкой
супеси в смеси с жидкими битумами А-6 и Б-6 (ГОСТ 1972-52)
или каменноугольным дегтем Д-5 (ГОСТ 4641-49).
Содержание кислот в вяжущем не допускается. В отдельных
случаях в качестве вяжущего применяются мазут и нефть.
Для стабилизации берутся грунты с влажностью не более
2—3% для песка и 3—5% для супеси (вторые значения относятся
к грунтам, содержащим пылеватые составляющие). Колхгчество
черного вяжущего принимается по объему от грунта: для песка
6—8%, для супеси 8—10%.
Грунт смешивается с черным вяжущим до однообразного
цвета, без прожилок грунта или вяжущего. Смешение составляю-
щих стабилизированного грунта осуществляется в бетономешал-
ках и дорожных асфальтосмесителях.
Приготовление стабилизированного грунта, как правило, ве-
дется в централизованном порядке.
Стабилизированный грунт укладывается без подогрева равно-
мерным слоем с некоторым уклоном от центра к краям, при этом
необходимо обеспечить строительный уклон 0,015. Диаметр изо-
лирующего слоя должен быть не менее чем на 1,4 м больше проект-
ного диаметра резервуара. Укладка изолирующего слоя произ-
водится с обязательным уплотнением легкими катками. Б не-
настную погоду укладка стабилизированного грунта не допу-
скается.
Откосы и бровки насыпных оснований должны предохраняться
от размыва, оползания и выдувания путем их укрепления со-
гласно проекту. Планировка откосов ведется бульдозерами с от-
косниками.
При устройстве основания из грунтов, теряющих свою несу-
щую способность при замачивании, следует принимать специаль-
ные меры по предохранению откосов от проникновения воды,
стекающей с крыши резервуара. В этих случаях рекомендуется
производить бетонирование или асфальтирование бровки и отко-
300
сов по предварительно сделанной подготовке с учетом дальней-
шего отвода стекающей с крыши воды.
Все основные работы по устройству оснований ведутся меха-
низированным способом. Ручной труд применяется главным обра-
зом при устройстве гидроизоляционного слоя.
Высокий процент механизации работ при изготовлении осно-
ваний был достигнут на показательном строительстве резервуар-
ных парков Куйбышевского нефтеперерабатывающего завода.
Основные данные по этим работам (работа механизмов в машино-
сменах, ручная работа в человеко-днях) приведены в табл. 42.
Таблица 42
Использование механизмов и ручного труда при сооружении
оснований резервуаров
Виды работ
Бульдозерные работы по
рытью котлованов с пере-
мещением грунта на рас-
стояние 50 м на подсып-
ку площадки и в обвало-
вание ...................
Устройство грунтовых ос-
нований с подвозкой грун-
та из карьера ...........
Устройство песчаных осно-
ваний с подвозкой песка
из карьера...............
Укладка песчано-мазутного
слоя......................
Товарный парк
Сырьевой парк
3
2640
3420
' 306
171
2640 9
— 5784 88 145
42 1152 — 49
144 306 — —
74
42
144
Применение индустриального монтажа резервуаров, комплекс-
ной механизации и поточной организации строительных, монтаж-
ных и специальных работ позволило достигнуть при сооружении
ряда парков высоких технико-экономических показателей.
На строительстве 11 резервуаров емкостью по 5000 .и,3 на
Астраханской нефтебазе, где работы проводил первый монтажный
участок 73 монтажного управления 7-го треста Главнефтемонтажа,
а организация работ была разработана ВНИИСТ совместно
с Главнефтемонтажом, был впервые осуществлен поточно-скорост-
ной монтаж. Весь комплекс монтажных работ был разбит на
9 циклов, выполняемых бригадами, специализировавшимися на
выполнении определенных работ.
Основные бригады по монтажу резервуаров были сформиро-
ваны по количеству и квалификации в соответствии с указаниями
проекта организации работ.
301
При поточно-скоростном монтаже емкостей Астраханской
нефтебазы с применением рулонных корпусов и полистовой сборки
днища и настила кровель 11 резервуаров (без четырех кровель)
емкостью по 5000 мв были смонтированы за 53 дня в основном
при двухсменной работе по основным циклам. Календарным гра-
фиком монтажа 11 резервуаров предусматривалось выполнение
работ завершить за 52 рабочих дня при двухсменной работе
по основным циклам.
Некоторое удлинение фактического срока производства работ
явилось следствием несвоевременной поставки металла, оборудо-
вания, отвлечения рабочей силы на другие объекты и т. д.
Отдельные резервуары монтировались за 12 дней, как и было
предусмотрено, причем если первый резервуар был готов за
12 дней, то последующие заканчивались через каждые 4—6 дней.
Монтаж резервуарного парка общей емкостью 55 000 мв за такой
короткий срок был осуществлен впервые в истории резервуаро-
строения.
Фактические средние трудозатраты на монтаж одного резер-
вуара равны 201 человеко-дню, что составляет 77,7% от трудо-
затрат по нормативным данным, т. е. на показательном монтаже
перевыполнение норм выработки составило в среднем 22,3%.
Качество смонтированных резервуаров хорошее. В сварных швах
днища при их испытании обнаружилось незначительное количе-
ство дефектов, в среднем по четыре на днище.
Корпуса резервуаров, выполненные грозненским заводом,
имели вполне удовлетворительное качество сварных швов и хоро-
шую форму. Сокращение стоимости монтажных работ против
сметной, исчисленной применительно к полистовому методу,
составило 24%.
Еще более высоких показателей удалось добиться в 1955 г.
при показательном поточно-скоростном строительстве резервуар-
ных парков Куйбышевского нефтеперерабатывающего завода,
организация работ для которого была разработана ВНИИСТ
и Главнефтемонтажом.
На этом строительстве в потоке выполнялся уже весь комплекс
работ по сооружению парков, и резервуары монтировались пол-
ностью из заводских заготовок.
В табл. 43 приведены показатели по сборности резервуаров
емкостью 5000 мв, причем в последней графе указана сборность
резервуаров с рулонированным корпусом, днищем и шитовым
покрытием, примененных на показательной стройке.
В трубопроводах и строительных конструкциях коэффициент
сборности был значительно ниже, но механизация отдельных
строительных операций была очень высокой. Так, работы по
устройству оснований были механизированы на 95—97%, рытье
траншей на 94—95% и т. д. Монтажные работы за исключением
отдельных мелких операций были полностью механизированы.
Специализация бригад позволила рабочим в совершенстве
302
Таблица 43
Показатели сборности резервуаров емкостью 5000 л*3
Способ монтажа резервуаров Количество дета- лей резервуаров Показа- тель сборио- сти, %
изготов- ленных на мон- тажной площад- ке, шт. изготов- ленных на заводе, шт.
Полистовая сборка резервуаров с изготовле- нием всех деталей на монтажной площадке 1678 0
Полистовая сборка резервуаров с заводским изготовлением ферм и других конструкций покрытия на заводе ' . . . . 432 237 35
Монтаж резервуаров с изготовлением руло- нированных корпусов, ферм и других кон- струкций покрытия на заводе 273 238 47
Монтаж резервуаров с изготовлением рулони- рованных корпусов и днищ щитовых покры- тий на заводе —. 43 100
изучить операции и создать набор усовершенствованного инстру-
мента и приспособлений.
Бригады монтажников МУ 4-го треста Нефтезаводмонтаж
намного перевыполнили нормы. Этому способствовала и приме-
ненная на строительстве система аккордных нарядов с прогрес-
сивной оплатой за досрочное выполнение задания.
Проведенные нормативно-исследовательской станцией НИС-13
хронометражные наблюдения показали правильность загрузки
рабочих в бригадах. Снижение трудоемкости работ по монтажу
резервуаров на стройке характеризуется табл. 44.
Из таблицы видно, что общее снижение трудоемкости всех
работ по монтажу резервуаров емкостью 5000 .и3 при применении
рулонированного днища корпуса и щитовой кровли составляет
30%. Основная часть работ перенесена на завод и поэтому трудо-
емкость монтажных работ по сравнению с полистовой сборкой
сокращается в 3,4 раза, а объем сварочных работ в 4—5 раз.
Специализация рабочих бригад способствовала также повыше-
нию качества работ. Поточное ведение работ вызвало необходи-
мость пооперационного контроля, повысило требовательность
бригад к работе друг друга. Весьма положительно на качестве
работ сказался высокий процент применения индустриальных
конструкций. Так, в днище обнаруживалось при испытании один-
два дефекта, а применение щитов позволило получать хорошую
правильную форму резервуаров.
За 127 рабочих дней были построены два резервуарных парка
303
Таблица 44
Снижение трудоемкости работ по монтажу резервуаров
Способ монтажа Трудоемкость в человеко-сменах Общее снижение трудоем- кости, %
на строи- тельной площад- ке на заводе
Полистовая сборка с заводским изготовлением элементов перекрытия 340 80 100
Монтаж резервуаров с рулонным корпусом и заводским изготовлением элементов пере- крытия 181 127 74
Монтаж резервуара из рулонировапного дни- ща, корпуса и щитов кровли 102 . 189 70
общей емкостью 60 тыс. .и3. Отдельные резервуары монтировались
за девять-десять смен. Однако и при этом показательном строи-
тельстве задерживалась поставка резервуарных конструкций,
что удлиняло сроки строительства парков.
Стоимость строительства значительно снизилась. Так, по
сравнению со сметной стоимостью монтажа шести резервуаров и
трубопроводов товарного парка экономия по основной заработ-
ной плате составила 23,5 тыс. руб., а по всем видам за-
трат 99,3 тыс. руб., 15,4% сметной стоимости работ.
Высокие технико-экономические результаты были достигнуты
монтажниками треста «Нефтезаводмонтаж» при монтаже инду-
стриальным методом восьми резервуаров емкостью по 5000 ж3
в Муханово. Отличительная черта показательного монтажа та,
что на этой площадке в потоке работали две комплексные бригады,
смонтировавшие весь парк за 57 дней. Каждая бригада смонтиро-
вала по четыре резервуара. Продолжительность монтажа одного
резервуара не превышала 10,5 дня. В среднем на монтаж одного
резервуара расходывалось 116,5 человеко-дня, а с изготовлением
элементов на заводе 291 человеко-день.
Стоимость строительства резервуарного парка снизилась более,
чем на 86 тыс. рублей, т. е. на 7% сметной стоимости.
Полистовым методом резервуары такой емкости монтировались
за полтора-два месяца. Приведенные данные свидетельствуют
о громадном успехе сооружения резервуарных парков инду-
стриальным методом при поточной организации работ.
Группе научных сотрудников п инженеров Е. А. Игнатченко,
Г. В. Раевскому, Е. К. Алексееву, В. М. Дитковскому,
О. М. Иванцову, В. С. Корниенко, В. С. Ляхову и Б. В. Попов-
скому за разработку и внедрение индустриального метода мон-
тажа нефтерезервуаров, изготовляемых методом сворачивания
в 1958 г., была присуждена Ленинская премия.
304
Глава VI
ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛ И
СТРОИТЕЛЬСТВА И ЭКСПЛУАТАЦИИ СТАЛЬНЫХ
РЕЗЕРВУАРОВ
В СССР в настоящее время в составе емкостей для хранения
нефти и нефтепродуктов преобладают металлические резервуары,
удельный вес которых достигает 98% общей вместимости всего
резервуарного парка СССР.
В семилетие 1958—1965 гг. в соответствии с запланированным
увеличением добычи нефти на 117—127 млн. т должно быть обе-
спечено сооружение большого числа различных резервуарных
емкостей.
Значительные масштабы резервуаростроения придают особую
актуальность вопросам выбора типов и конструкций резервуаров,
подлежащих сооружению. Необходимой предпосылкой такого
выбора является всестороннее изучение экономических парамет-
ров хранения нефтепродуктов, в частности экономических харак-
теристик резервуарных емкостей различных типов. Как правило,
технические задания на проектирование и тем более типовые
проекты резервуаров, выпускаемые проектными организациями
(Гипроспецпромстрой, Гипроазнефть, ГПИ-6 и т. д.) сопрово-
ждаются расчетами экономических показателей, относящихся
к проектируемой емкости. Однако построенные на различных
методологических основах, составленные в ценах для различных
районов, не привязанные к единообразным способам производства
строительных работ, эти расчеты во многих случаях несопоста-
вимы между собой и поэтому не могут служить достаточно надеж-
ной базой для выбора технических решений по типам и конструк-
циям резервуаров, наиболее приемлемых с точки зрения их эко-
номической эффективности. В этой связи разработка таких тех-
нико-экономических показателей, по резервуарам для хранения
нефти и нефтепродуктов, которые, во-первых, обеспечивали бы
возможность полноценного сопоставления различных типов ре-
зервуаров между собой, и, во-вторых, были бы достаточны для
обоснованного выбора оптимальных типов и конструкций этих
резервуаров, приобретает особенно большое значение.
20 Заказ 863.
305
Для сравнительной оценки экономической эффективности ре-
зервуаров различных типов необходим анализ технико-эконо-
мических показателей строительства и эксплуатации резервуаров.
Если при разработке первых (процесс сам по себе весьма трудоем-
кий), не возникнет особых затруднений, то при разработке вторых
необходимо предварительно решить сложный вопрос о потерях
нефтепродуктов от испарения при наливе, сливе и хранении
в резервуарах.
По данным бухгалтерского учета нефтебаз и других нефте-
хозяйств потери от испарения в подавляющем большинстве слу-
чаев не превышают нормативных, установленных Предельными
нормами потерь нефти и нефтепродуктов. Следует отметить, что
указанные нормы, во-первых, чрезмерно усреднены и, во-вторых,
учитывают только потери от малых дыханий; потери от испаре-
ния, имеющиеся при операциях налива и слива (большие дыхания
и обратные выдохи), нормами не учитываются.
Не восполняют этого пробела и методики, предложенные
разными организациями и отдельными авторами для теоретиче-
ского определения потерь. Результаты расчета по этим методам
сплошь и рядом столь значительно расходятся между собой, что
пользование ими на практике невозможно.
Для примера в табл. 45 приведены подсчитанные по различным
методам данные о потерях от испарения автомобильного бензина
в наземном стальном резервуаре емкостью 5000 м3. Резервуар
находится в Москве и заполнен наполовину. Давление в его
паро-воздушном пространстве 20 мм вод. ст.
Таблица 45
Сравнительные данные о потерях от испарения
Метод расчета Потери за июль Годовые потери
т % к эталону т % к эталону
Метод Гипротранснефти (эталон) . . 10,6 100 48 100
» б. ВНИИТнефти » «затухания температурной 8,4 80 40 85
волны» . . 5,0 47 24 50
Расчет по «Предельным нормам» . . 1,2 11 8,6 18
Совершенно очевидно, что в таких условиях единственным
реальным решением вопроса о величине потерь может быть только
прямое наблюдение за фактическими потерями в резервуарах
непосредственно на месте их эксплуатации.
В 1958—1959 гг. во ВНИИСТ под руководством автора настоя-
щего раздела инженерами Н. А. Арефьевой и Г. В. Сахаровым
при участии инж. С. И. Веревкина и инж. В. В. Поповой были
306
разработаны технико-экономические показатели строительства
и эксплуатации стальных и железобетонных резервуаров.
При разработке показателей были использованы проведенные
БашНИИ и ВНИИСТ наблюдения за фактическими потерями
бензина при хранении в стальных резервуарах различного типа.
ТЕХНИКО-ЭКОНОМИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ
СТРОИТЕЛЬСТВА РЕЗЕРВУАРОВ
Расчет охватывает следующие технико-экономические показа-
тели строительства резервуаров.
1. Вес металла, расходуемого на сооружение резервуара,
2. Основная стоимость (заработная плата, эксплуатация меха-
низмов, материалы и конструкции).
3. Накладные расходы.
4. Общая стоимость.
5. Затраты труда в натуральном выражении.
Перечисленные показатели рассчитаны на каждый тип резер-
вуара и на 1 ма его емкости. За основу для расчетов показателей
по всем конструкциям стальных резервуаров, кроме двух —
каплевидного и вертикального цилиндрического с днищем и кров-
лей из отдельных элементов и листов, принят резервуар с руло-
нированными корпусом и днищем и щитовой кровлей. По этому
резервуару на основе рабочих чертежей и правил монтажа, раз-
работанных ВНИИСТ, с учетом передового опыта и современной
технологии, Единых норм и расценок (ЕНИР) в натурных изме-
рителях произведен расчет всех ресурсов, необходимых для
его сооружения. Затем по правилам разработки сметных норм
(СНИП и ЕРЕР) и с учетом соответствующих нормативных источ-
ников и действующих тарифных ставок определена его основная
стоимость. Общая стоимость резервуара получена путем начисле-
ния накладных расходов по установленным для Главгаза СССР
нормативам (монтаж металлоконструкций 9,5%, общестроитель-
ные работы 15,8%) Г
Таким же методом произведены расчеты по резервуару с по-
листным днищем и кровлей и каплевидному резервуару. По про-
чим стальным резервуарам указанным методом рассчитаны только
дополнительные устройства (изоляция, понтон и т. и.) и получен-
ные результаты прибавлены к результатам расчета по базовому
резервуару. Расчеты по устройству оснований под стальные резер-
вуары всех конструкций выполнены обычным способом по ЕРЕР.
В соответствии с действующей практикой сметного дела все
конструкции, полуфабрикаты и детали, изготовленные за преде-
лами строительной площадки, вошли в расчет по установленным
1 С 1/VII 1955 г., после того как все расчеты по технико-экономическим
показателям строительства резервуаров были закончены, норма накладных
расходов на общестроительные работы, выполняемые Главгазом СССР, сни-
жена до 15,5%.
20*
307
для них сметным ценам; расчеты затрат труда и материально-
технических ресурсов для их изготовления не производились.
Сюда отнесены все рулонированные элементы, а также конструк-
ции и детали, которые в настоящее время могут изготовляться на
производственных базах стройки или на других заводах и не
встречают затруднений при транспортировке (штампованные ле-
пестки для каплевидного резервуара, крепежные металлические
элементы для лучеотражательной изоляции и установки алюми-
ниевого пояса, готовый раскрой бельтинга для уплотнительного
пояса резервуара с понтоном).
Все расчеты по строительству резервуаров произведены для
12-го строительного района по территориальному делению, при-
нятому в ЕРЕР. Сметные расчеты, выполненные описанным выше
способом, очень близки к фактическим затратам на их строитель-
ство. Результаты расчета (на 1 м3 полезной емкости) приведены
в табл. 46.
Если иметь в виду экономические показатели только по строи-
тельству резервуаров, то наиболее экономичны по расходу металла
и стоимости резервуар с безмоментной кровлей и резервуар с ру-
лонированным корпусом и днищем и щитовой кровлей. Строитель-
ство стальных вертикальных цилиндрических резервуаров с до-
полнительными защитными устройствами от испарения, а также
каплевидных резервуаров требует, естественно, повышенных
затрат, целесообразность и эффективность которых определяется
влиянием этих устройств на снижение потерь.
Особо следует остановиться на резервуаре с верхним поясом
и кровлей из алюминиевого сплава. Из всех металлических ци-
линдрических вертикальных резервуаров он наиболее дорогой.
Предполагается, что при хранении нефтепродуктов с высоким
содержанием серы резервуар такой конструкции по сравнению
со стальным будет иметь увеличенный в несколько раз срок
службы кровли и благодаря этому относительно быстро оку-
пится х.
Оценку экономичности резервуаров различных типов и кон-
струкций нельзя, однако, ограничивать рассмотрением стоимости
сооружения единичных, отдельно взятых емкостей. В общей стои-
мости строительства нефтебаз и других резервуарных парков
стоимость самих резервуаров колеблется от 40 до 50%, осталь-
ные затраты идут на сооружение внутрипарковых коммуникаций
(трубопроводов, дорог, линий электропередач), внепарковых
устройств (котельных, насосных, трансформаторных подстанций,
железнодорожных путей, эстакад, причалов и т. д.) и на приобре-
тение и монтаж оборудования (паровых котлов, насосов, электро-
двигателей, трансформаторов и др.). Поэтому вопросы экономиче-
ской эффективности резервуаров различных типов должны
1 По данным Гипроспецпромстроя, относящимся к резервуарам емкостью
1000 л8, — в четыре года,
3Q8
Таблица 46
Расход металла, трудоемкость и стоимость сооружения стальных наземных резервуаров
Конструкция резервуаров Расход металла Стоимость Трудоем- кость
всего в том числе
кг в % к эталону кг в % к эталону руб- % К эталону чел.-дни : % К эталону
1. Вертикальный цилиндрический номинальной емкостью 5000 м3 с р^лонированным корпусом и днищем и щито- вой кровлей (типовой проект Т-939). Эталон 18,7 100 15,8 100 35,0 100 0,06 100
2. Такой же резервуар, оборудованный понтоном 27,0 145 19,5 123 54,5 156 0,12 200
з. Такой же резервуар, оборудованный газосборником . . 24,6 132 50,6 145 0,19 317
4. Такой же резервуар, оборудованный лучеотражательной изоляцией 19,1 102 15,8 100 41,9 120 0,16 267
5. С безмоментной кровлей 16,9 90 14,9 94 34,3 98 0,07 117
6. С верхним поясом и кровлей из алюминиевого сплава 17,8/4,7* — 12,9** 81 ** 70,6 202 0,06 100
7. Вертикальный цилиндрический номинальной емкостью 5000 м3 с рулонированным корпусом, днищем и кровлей 37,0
из отдельных листов и элементов 18,3 98 14,6 92 106 0,08 133
8. Каплевидный поминальной емкостью 4000 л<3 25,9 139 21,5 135 73,6 210 0,30 500
* В числителе — сталь, в знаменателе — алюминиевый сплав.
* Только стальной лист.
рассматриваться применительно не к отдельным резервуарам,
а к различным вариантам планировочных решений резервуарных
парков в целом.
В табл. 47 и 48 приводятся технико-экономические показатели
(стоимость сооружения и металлоемкость) по резервуарным пар-
кам для светлых нефтепродуктов общей номинальной емкостью
120 тыс. м1 2 3, составленным из резервуаров емкостью 5000 м3
каждый. Рассматриваются резервуары двух типов: резервуар
Таблица 41
Стоимость сооружения резервуаров и внутрипарковых коммуникаций
в резервуарных парках емкостью 120 тыс. м3
Стоимость сооружения,
тыс. руб.
Тип резервуара
1. Наземный стальной
с рулонированным
корпусом и днищем
и щитовой кровлей
2. Такой же резер-
вуар, оборудован-
ный понтоном . .
4821 169
4313 235
24
24
115,7 4056 2693 6749
103,5 5640 2693 8333
58,3
80,6
Таблица 48
Расход металла на сооружение резервуаров в резервуарных парках
емкостью 120 тыс. м3
Расход металла (тонны)
На один
резервуар
На 24 резер-
вуара
На 1000 м3
полезной ем-
кости парка
Тип резервуара
1. Наземный стальной с
рулонированным кор-
пусом и днищем и щи-
товой кровлей . . -
2. Такой же резервуар,
оборудованный понто-
ном
1829
2018
18,7 15,8
27,1 19,5
310
fc рулонировапным корпусом й днищем и Щитовой кровлей (типо-
вой проект Т-989) и резервуар, оборудованный понтонами (типо-
вой проект Т-1108). Первый, будучи малоэффективным с точки
зрения снижения потерь от испарения, является в настоящее
время наиболее распространенным, простым по конструкции и
дешевым по стоимости, второй представляет собой наиболее
передовую из всех имеющихся сейчас конструкций наземных
стальных резервуаров низкого давления, доведенных до стадии
рабочих чертежей.
ПОТЕРИ НЕФТЕПРОДУКТОВ В РЕЗЕРВУАРАХ ОТ ИСПАРЕНИЯ
Наиболее рациональный, пригодный для практических расче-
тов метод определения потерь от испарения можно найти лишь
при сопоставлении фактических потерь с потерями, установлен-
ными путем различных методов. С этой целью на Сызранской
нефтебазе в июле — августе 1958 г. были проведены необходимые
наблюдения, позволяющие судить о величинах потерь от испаре-
нйя, возникающих, с одной стороны, при хранении (малые дыха-
ния), а с другой — при операциях слива и налива (большие дыха-
ния и обратные выдохи).
Как показали результаты наблюдений, потери от малых
дыханий по резервуару № 15 за 14 суток хранения составили
1609 кг, а потери от больших дыханий по тому же резервуару
только за одну закачку 16/VII, продолжавшуюся меньше поло-
вины суток, достигли 2200 кг. Среднесуточные потери от малых
дыханий по этому резервуару составили 115 кг, а за одну выкачку
из него 21—22/VII, продолжавшуюся менее 2 час., было потеряно
296 кг.
В течение наблюдений за большими дыханиями в резервуар
(полезный объем 4834 м1 * 3) было залито 16 151 ж3 бензина, что
соответствует 3,3 его оборота *. За то же время потери от больших
дыханий составили 8360 кг, или за один полный оборот
При наблюдениях за обратными выдохами из того же резер-
вуара было выкачено 5301 м3 бензина, что соответствует 1,1 пол-
ного оборота. Потери при этом выразились в 531 кг, т. е.
531
- =482,7 кг за один оборот.
Таким образом, общие потери от операций по сливу и наливу
за один полный оборот резервуара при метеорологических усло-
1 Предполагается, что резервуар заполняется и опорожняется на свой
полный полезный объем, что, однако, не наблюдалось в Сызрани и вообще
крайне редко встречается на практике.
311
йиях в июле — августе 1958 г. в Сызрани составили 2593 +
+ 482,7 = 3015,7 кг.
Среднесуточные потери от малых дыханий в эти же месяцы
были равны 115 кг. Следовательно, потери бензина от больших
дыханий и обратных выдохов за 20—24 часа, необходимые для
одного полного оборота, были такими же, как потери при непод-
вижном хранении от малых дыханий за 25—26 суток.
Проведенные расчеты по определению потерь, конечно, нельзя
рассматривать как абсолютно точные. Однако они достаточно
отчетливо характеризуют соотношения между различными видами
потерь нефтепродуктов от испарения при хранении, наливе и
сливе. Если не говорить о специальных базах долговременного
хранения, то в составе потерь нефтепродуктов от испарения в ре-
зервуарах преобладают потери не от малых, а от больших дыханий
(включая в них также и потери от обратных выдохов). Эти выводы
подтверждаются также наблюдениями БашНИИ НП на Паваль-
цовской нефтебазе Главнефтесбыта. Результаты указанных на-
блюдений, проводившихся при холодной погоде с температурой
воздуха в дневное время не выше 7—8° С, приведены в табл. 49.
Таблица 49
Потери автомобильного бензина А-72 от испарения при хранении
в резервуарах Павельцовекой нефтебазы
Малые дыхания
Большие дыхания
Обратный выдох
Резервуар
№ 4 с понтоном 6
№ 5 обычного типа 6
4,5
23,8
4 закачки про-
должительностью
1,25—1,5 час.
каждая
То же
25,9
110,0
2
выкачки
<1
35,4
Легко видеть, что порядок цифр, характеризующих соотно-
шения потерь от малых и больших дыханий, и здесь аналогичен
наблюдениям, проведенным в Сызрани. Так, например, по резер-
вуару № 5 потери от больших дыханий составляют в среднем
за одну операцию налива продолжительностью 1,25—1,5 часа —
27,5 кг, а от обратного выдоха за одну операцию слива, продол-
жительностью 1,25 часа — 17,7 кг. За обе эти операции, занимав-
шие в общей сложности не более 3 час., потери в среднем дости-
гали 45,2 кг, тогда как потери от малых дыханий за 6 суток непре-
рывного хранения составили всего 23—24 кг.
312
Наблюдения, проведенные на Павельцовской нефтебазе, по-
зволяют также судить об эффективности применения таких защит-
ных устройств от испарения, как понтоны.
Как видно из таблицы, потери в резервуаре с понтоном меньше
аналогичных потерь в резервуаре обычной конструкции: по малым
дыханиям в пять, а по большим дыханиям — в 4 раза. Потерь
от обратных выдохов в резервуаре с понтоном практически нет.
Третьим объектом наблюдений на Павельцовской нефтебазе
был каплевидный резервуар емкостью 2000 ж8, оборудованный
дыхательным клапаном ДКК-1 конструкции ВНИИ НИ, отре-
гулированным на избыточное давление 3000 мм вод. ст. и вакуум
150 мм вод. ст. В резервуар был залит автомобильный бензин А-72
удельного веса 0,728 т/м3. 4
Высота залива достигала 412 см, что соответствует примерно
860 at3 бензина. Резервуар проверили на герметичность, после
чего на нем были установлены два газовых счетчика ГКФ-6 и
подсоединен манометр, залитый ртутью. В таком положении резер-
вуар находился в течение 5 суток. За этот период давление в ре-
зервуаре не поднималось выше 100 мм вод. ст. и, таким образом,
малых дыханий вообще не было.
Результаты наблюдений за потерями от больших давлений
приведены в табл. 50.
Таблица 50
Потери автомобильного бензина А-72 от испарения при
наливе в каплевидный резервуар емкостью 2000 м3
на Павельцовской нефтебазе
Дата заполнения Объем за- каченного бензина, м3 Весовые по- тери бензи- на, кг Аналогич- ные потери в резервуа- рах обычно- го типа Экономия, %
19/IX 521 230 345 +33,5
20/IX 520 199,5 345 +42,7
При определении потерь от обратного выдоха из резервуара
было откачено 900 at8 бензина, после чего он был герметизирован
и за ним было установлено наблюдение, показавшее отсутствие
указанных потерь.
В качестве эталона для оценки различных методов определения
потерь были приняты результаты наблюдений за фактическими
потерями в наземном стальном резервуаре № 15 (Сызрань) ем-
костью 5000 м3. Расчеты производились по трем методам:
Н. И. Белоконя, Н. Н. Константинова и по методу затухания
температурных волн (сокращенно — ЗТВ).
Основой указанных методов являются метеорологические дан-
ные: температура наружного воздуха, барометрическое давление,
313
интенсивность солнечной радиации, степень облачности, сила
ветра.
Справедливость результатов расчетов, т. е. их соответствие
фактическим потерям, определяется, с одной стороны, полнотой
и достоверностью исходных метеорологических данных и, с дру-
гой — совершенством методов собственно теплотехнических рас-
четов. В табл. 51 приведены фактические и расчетные весовые
потери бензина (в кг) от малых дыханий.
Таблица 51
Фактические и расчетные потери бензина от малых
дыханий
Фактические потери по данным наблюдений (эталон) по отдельным дням Расчетные потери
по методу Н. И. Бело- коня по методу Н. Н. Кон- стантинова по'методу ЗТВ
144 1 126 130 163
146 937 118 132
190 908 118 142
96 — 26 21
34 395 74 62
53 359 120 58
117 1 008 141 117
171 1052 141 137
108 960 117 132
159 1 746 157 199
69 167 79 103
65 311 103 93
143 1005 151 142
115 153 78 76
Всего 1610 10 127 1553 1571
В % к эталону 100 629 97 98
Как видно из таблицы, потери, определенные по методу
Н. И. Белоконя, превышают фактические более, чем в 6 раз.
Методы Н. Н. Константинова и ЗТВ во многом опираются на тео-
рию Н. И. Белоконя, результаты расчетов по этим методам весьма
близко совпадают с фактическими потерями.
Следует отметить, что метод ЗТВ предусматривает использо-
вание для расчета многолетних среднемесячных усредненных
метеорологических данных, содержащихся в климатологических
справочниках, и специальных графиков интенсивности солнечной
314
радиации с учетом облачности для различных географических
широт и времен года. Расчет выполнен, однако, не по усреднен-
ным, а по ежесуточным фактическим метеорологическим данным
и солнечной радиации, зарегистрированным в дни наблюдений.
В этой связи для оценки практической применимости указанного
метода был проведен второй расчет, в котором в качестве исход-
ных данных были приняты среднемесячные сведения о темпера-
туре воздуха и барометрическом давлении, усредненные за 35—
40 лет, а также показатели интенсивности солнечной радиации
с учетом облачности для географической широты Сызрани. Резуль-
таты расчета дают следующие значения потерь бензина от малых
дыханий в резервуаре № 15 за период наблюдений с 19/VI по
7/VII 1958 г.
Фактические потери, кг ..............1610
Расчетные потери ЗТВ по ежесуточным фак-
тическим метеорологическим данным, кг 1571
То же по усредненным среднемесячным ме-
теорологическим данным, кг ...........1658
Таким образом, весовые потери от испарения, определенные
по методу ЗТВ, как и по методу Н. Н. Константинова, оказались
весьма близкими к потерям в резервуаре № 15 в период наблю-
дений. Необходимо, однако, отметить, что метод Н. Н. Кон-
стантинова с большей степенью полноты и точности, чем метод
ЗТВ, отражает специфику теплофизических процессов испарения
нефтепродуктов в наземных металлических резервуарах. Об этом,
в частности, можно судить по максимальным фактическим и рас-
четным температурам паро-воздушного пространства и поверх-
ностного слоя бензина в резервуаре.
Однако метод ЗТВ позволяет использовать для расчета потерь
усредненные многолетние метеорологические данные и специаль-
ные графики интенсивности солнечной радиации, опубликован-
ные в соответствующих изданиях, что придает ему универсальный
характер и позволяет широко использовать при всякого рода
технико-экономических расчетах в области резервуаростроения.
Всесоюзным научно-исследовательским и проектным инсти-
тутом Теплопроект был выполнен расчет температурного режима
и определены потери от малых дыханий в наземном стальном
цилиндрическом резервуаре емкостью 5000 №, с рулонированным
корпусом и днищем и щитовой кровлей и таком же резервуаре
с понтоном. Определение потерь от малых дыханий в наземном
резервуаре произведено по методу ЗТВ. Потери от больших дыха-
ний рассчитаны По методу, предложенному В. И. Черникиным.
Для резервуара с понтоном потери определялись по соотно-
шению фактических потерь в стальном резервуаре обычного типа
и в таком же резервуаре с понтоном. Если принять потери в обыч-
ном резервуаре за 100%, то, как показали наблюдения БашНИИ
НП, в резервуаре с понтоном потери от больших дыхайий соста-
315
вляют 23%, а от малых дыханий 19%. По данным В. И. Титкова
соответственно имеем 27,6 и 23,4%. Во избежание переоценки
влияния понтонных устройств на снижение потерь, принято,
что потери от испарения в резервуарах с понтонами составляют
по большим дыханиям 30% и по малым дыханиям 25% от анало-
гичных потерь в обычных стальных наземных резервуарах.
Результаты указанных расчетов приведены в табл. 52.
В табл. 53 даны определенные расчетом величины годовых
потерь в резервуарах различных типов в зависимости от числа
и периодичности их наполнения и опорожнения.
Таблица 52
Потери автомобильного бензина в наземном стальном резервуаре
емкостью 5000 м'Л при одном обороте в каждый месяц года
Месяцы Потери от малых дыханий, ks Потери от боль- ших дыхании, кг Всего
наземный стальной резервуар обычного типа наземный стальной резерву- ар с пон- тоном наземный стальной резерву- ар обыч- ного типа наземный стальной резерву- ар с пон- тоном наземный стальной резерву- ар обыч- ного типа наземный стальной резерву- ар с пон- тоном
I 285 71 1820 549 2105 620
II 288 72 1864 559 2152 631
Ш 591 148 2311 693 2 902 841
IV 912 228 3096 929 4 008 1157
V 2 201 550 4936 1480 7 137 2 030
VI 2 640 660 4974 1492 7 614 2152
VII 3 918 980 5285 1585 9 203 2 565
VIII 3 286 821 5941 1 782 9 227 2 603
IX 894 224 4018 1205 4 912 1429
X 651 163 2942 882 3 593 1045
XI 483 121 2383 715 2 866 836
XII 310 77 1934 580 2 244 657
Итого за год 16 459 4115 4154 12 451 57 963 16 366
На основании расчетов Гипроспецпромстроя для резервуар-
ных парков емкостью 120 тыс. мя на головных станциях маги-
стральных нефтепроводов производительность 10—12 млн. т!год
принят 25-кратный оборот в год; по тем же расчетам нефтепере-
рабатывающий завод производительностью 6 млн. т/год при
предельных сроках хранения темных нефтепродуктов 10 суток
и светлых 15 суток, должен располагать резервуарным парком
емкостью 400—420 тыс. ж3 при 50 оборотах в год.
Общие годовые потери от испарения, выраженные в процентах
к весу хранимого продукта, в резервуарах рассматриваемых
типов в зависимости от оборачиваемости достигают:
316
Таблица 53
Годовые потери автомобильного бензина в резервуарах различных типов
в зависимости от числа и периодичности их опорожнения и наполнения
"S' S £ Резервуары стальные наземные
о § са £ обычный с понтоном
сб s
полезная емкость полезная емкость
и 4821 л*3; вес зали- 4313 л*3; вес зали-
Виды потерь CU w и й того бензина 3616 m того бензина 3235 т
$ а 5 © Потери
« ° § н % К весу % к весу
и кг залитого кг залитого
К и бензина бензина
1. Потери от испарения
при хранении (малые дыхания) — 16 459 0,46 4115 0,13
2. Потери от испарения
при сливе-наливе (большие дыхания):
а) при одном оборо-
те в год .... I 1820 0,05 549 0,02
б) при одном обороте
в год VII 5 285 0,15 1585 0,05
в) при 4 оборотах в год г) при 12 оборотах I, IV, VII, X 13 143 0,38 3 946 0,12
В год каждый 41 504 1,15 12451 0,38
месяц
д) при 25 оборотах
В год приблизи- тельно 2 ра- 86 475 2,39 25 942 0,80
за в месяц
3- Общие потери (малые
и большие дыхания):
а) при одном обороте
в год I 18 279 0,51 4 664 0,15
б) при одном обороте в год в) при 4 оборотах в VII 21 744 0,60 5 700 0,18
год I, IV, VII, X 29 612 0,82 8 061 0,25
г) при 12 оборотах
в год каждый 57 963 1,60 16 566 0,51
д) при 25 оборотах месяц
в год приблизи- тельно 2 ра- за в месяц 1 102 934 2,85 30 057 0,93
317
Число оборотов в год В наземном стальном резервуаре обычного типа В наземном стальном резервуаре с понтоном
1 (январь) 0,51 0,15
1 (июль) 0,60 0,18
4 0,82 0,25
12 1,60 0,51
25 2,85 0,93
50 5,6 1,9
Таблица 54
Величина и стоимость потерь автомобильного бензина от испарения
при хранении в резервуарных парках
Состав и полезная емкость парков
из стальных на- земных резервуа- ров обычного типа; емкость— 115,7 тыс. ж3 из стальных на- земных резервуа- ров с понтоном емкостью 103,5 тыс. ж3
Виды потерь Потери от испарения
по пар- на 1000 ж3 полезной емкости по пар- на 1000 ж3 полезной емкости
всего Ку, IT, т ТЫС. руб- всего ку, гг, т тыс. руб-
1. Годовые потери от малых ды- ханий 2. Годовые потери от больших дыханий: а) при обороте 1 раз в год (январь) б) при обороте 1 раз в год (июль) в) при обороте 4 раза в год г) при обороте 12 раз в год д) при обороте 25 раз в год 3. Общие потери: а) при обороте 1 раз в год (январь) б) при обороте 1 раз в год (июль) в) при обороте 4 раза в год г) при обороте 12 раз в год д) при обороте 25 раз в год 395,0 44,0 126,8 315,7 996,1 2075,4 439,0 521,8 710 1391,1 2470,4 3,42 0,38 1,1 2,73 8,61 17,9 3,8 4,52. 6,15 12,03 21,32 3,42 0,38 1,1 2,73 8,61 17,9 3,8 4,52 6,15 12,03 21,32 98,8 13,2 38,0 94,7 298,8 623,6 112,0 136,8 193,5 397,6 722,4 0,95 0,12 0,35 0,86 2,72 5,67 1,07 1,30 1,81 3,67 6,62 0,95 0,12 0,35 0,86 2,72 5,67 1,07 1,30 1,81 3,67 6,62
318
Стоимость потерь от испарения может быть определена как
по заводской себестоимости, так и по отпускной цене. В настоя-
щей работе для ценностного выражения потерь от испарения
приняты отпускные цены. Для пояса Уфы оптовая цена автомо-
бильного бензина колеблется в зависимости от его марки от 850
до 1300 руб. за тонну (включая и налог с оборота, составляющий
от 672 до 880 руб.) в качестве средней оптовой цены принято
1000 руб. за тонну.
Данные о величине и стоимости потерь от испарения по резер-
вуарным паркам, состоящим из резервуаров различных типов,
приведены в табл. 54.
ЭКОНОМИЧЕСКИ НАИВЫГОДНЕЙШИЕ ТИПЫ СТАЛЬНЫХ
РЕЗЕРВУАРОВ ДЛЯ ХРАНЕНИЯ НЕФТИ И НЕФТЕПРОДУКТОВ
Технико-экономические показатели, лежащие в основе пред-
ложений относительно выбора экономически наивыгоднейших
типов стальных резервуаров построены на следующих данных.
В качестве показателей для технико-экономической характе-
ристики резервуаров и резервуарных парков приняты:
а) стоимость резервуаров и внутрипарковых коммуникаций,
б) величина амортизационных отчислений,
в) стоимость потерь от испарения,
г) сроки окупаемости резервуарных парков из резервуаров
различных типов.
Для расчета величины амортизационных отчислений сроки
службы стальных наземных резервуаров и внутрипарковых
коммуникаций в резервуарных парках баз светлых нефтепродук-
тов установлены 25 лет.
При учете экономической эффективности морального износа
его срок, как и для большинства сооружений, также принят
в пределах до 25 лет. В методических указаниях по определению
норм , амортизационных отчислений, утвержденных в 1959 г.
Госпланом СССР, срок службы металлических резервуаров для
хранения нефти и нефтепродуктов 20 лет.
Расчет величины амортизационных отчислений, отвечающий
принятым здесь срокам службы, приводится в табл. 55.
Стоимость резервуаров и внутрипарковых коммуникаций и
величина и стоимость потерь от испарения приняты по расчетам,
приведенным ранее.
Если за эталон для сравнительных оценок выбрать наземный
стальной резервуар обычного, в настоящее время наиболее рас-
пространенного типа, т. е. без каких-либо защитных устройств
от испарения, то об экономической эффективности применения
подобных резервуаров для хранения автомобильных бензинов
можно судить по показателям (в тыс. руб. на 1000 Л13 полезной
емкости), приведенным в табл. 56. Общее количество резервуаров
в парке принято 24, емкость каждого резервуара 5000 jh3.
319
Таблица 55
Величина амортизационных отчислений по резервуарным паркам
из наземных стальных резервуаров
Состав парков
Стоимость соору-
жения, тыс. руб.
Ежегодные амортиза-
ционные отчисления,
тыс. руб.
S
и
S Н
S О’
О св
0,0, и и
Из стальных наземных
резервуаров обычного
типа................... 115,7 4056
Из стальных наземных
резервуаров с понто-
нами .................. 103,5 5640
2693 6749 162,2
2693 8333 225,6
107,7 269,9 2,33
107,7 333,3 3,22
Таблица 56
Технико-экономические показатели резервуарных парков номинальной
емкостью 120 тыс. м3 для автомобильных бензинов
Показатели
Число оборотов
1 (в ян- варе) 1 1 4 (в июле) 12 25
Из наземных стальных резервуаров обычного типа (эталон)
Стоимость резервуаров и внутрипар- ковых коммуникаций 58,3 58,3 58,3 58,3 58,3
Ежегодные эксплуатационные рас- ходы 6,1 6,8 8,5 14,3 23,6
В том числе: а) амортизационные отчисления 2,3 2,3 2,3 2,3 2,3
б) потери от испарения .... 3,8 4,5 6,2 12,0 21,3
Из наземных стальных резервуаров с понтонами i
Стоимость резервуаров и внутрипар- ковых коммуникаций 80,5 80,5 80,5 80,5 80,5
Ежегодные эксплуатационные рас- ходы 4,3 4,5 5,0 6,9 9,8
В том числе: а) амортизационные отчисления 3,2 3,2 3,2 3,2 3,2
б) потери от испарения .... 1,1 1,3 1,8 3,7 6,6
Отклонения от эталона: а) стоимости парков +22,2 +22,2 +22,2 +22,2 +22,2
б) эксплуатационных расходов —1,8 —2,3 —3,5 —7,4 —13,8
Срок окупаемости, годы 12,4 9,5 6,4 з 1,6
320
Из рассмотрения этой таблицы видно, что дополнительные капи-
таловложения, необходимые для сооружения, вместо парков из
обычных наземных стальных резервуаров — парков из наземных
стальных резервуаров с понтонами, окупаются в следующие сроки:
При 1 обороте в год (в январе) . .
» 1 » » » (в июле) . .
» 4 » » »
» 12 » » » .......
» 25 » » »......’.
за 12,4 года
» 9,5 лет
» 6,4 года
» 3 года
» 1,6 года
Вместе с тем сооружение парков из наземных стальных резер-
вуаров с понтонами увеличивает расход металла на 1000 ма полез-
ной емкости парка на 8,4 т (в том числе листового на 3,7 щ).
Анализ технико-экономических показателей приводит к сле-
дующим выводам.
Г. Наземные стальные вертикальные резервуары обычного
типа, для светлых нефтепродуктов с большой упругостью паров
(в частности, для автомобильных бензинов), будучи наиболее
дешевыми по стоимости, обладают относительно высокой металло-
емкостью, но не предохраняют хранимые в них нефтепродукты
от испарения; стоимость хранения в них оказывается выше, чем
в резервуарах всех других рассматриваемых типов.
2. Наземные стальные вертикальные резервуары с понтонами
при относительно высокой стоимости и большой металлоемкости
обеспечивают значительное уменьшение потерь от испарения;
стоимость хранения ниже, чем в резервуарах других типов.
Дополнительные капиталовложения на их сооружение окупаются
в зависимости от оборачиваемости за срок от 12,4 лет до 1,6 года.
При хранении светлых нефтепродуктов с низкой упругостью
паров (например, керосин, дизельное топливо) потери оказы-
ваются во много раз меньше, чем при хранении бензина.
«Предельными нормами потерь нефти и нефтепродуктов» при
хранении в резервуарах для средней климатической зоны в ве-
сенне-летнее время установлены следующие нормы потерь для
различных видов светлых нефтепродуктов (кг/м2 поверхности
испарения).
кг % к первой группе
Первая группа. Бензины разных назначений, а также
светлые нефтепродукты с температу- рой начала кипения ниже 100° С 3,094 100
Вторая группа. Керосин тракторный и другие нефте- продукты с температурой начала кипения от 100 до 150° С 0,218 7
Третья группа. Керосин осветительный и другие нефтепродукты с температурой на- чала кипения от 150 до 180° С . . . 0,118 3,8
Четвертая группа. Дизельное топливо и другие нефте- продукты с температурой начала кипения выше 180° С 0,018 0,6
21 Заказ 863.
321
Потери (% г.еса). ОТ испарения, определенные по ГОСТ 6869-52
Бензин автомобильный......................
Керосин тракторный........................
Керосин осветительный.....................
Дизельное топливо.........................
1,4—2,8
0,1
0,0023
0,0013-0,007
Следует отметить, что вместе с тем и отпускные цены на керо-
син и дизельное топливо в 3—4 раза ниже цен на бензин; напри-
мер, для I пояса оптовая цена промышленности на автомобиль-
ный бензин колеблется от 350 до 1300 руб. за тонну, оптовые
же цены па керосин для того же пояса установлены от 292 до
320 руб., а на дизельное топливо от 292 до 312 руб. за тонну.
Более низкая стоимость светлых нефтепродуктов с низкой упру-
гостью паров и незначительная их испаряемость показывают,
что для технико-экономической характеристики резервуаров,
предназначенных для хранения керосинов и дизельных топлив,
вопрос о потерях от испарения не имеет решающего значения.
Так, если для парка, состоящего из 24 стальных наземных резер-
вуаров емкостью 5000 мэ каждый общие годовые потери от испа-
рения автомобильного бензина при 25 оборотах в год дости-
гают 102 934 кг, то по соотношению норм потерь бензина
и других нефтепродуктов, принятому в Предельных нормах
потерь, годовые потери от испарения тракторного керосина в
таком парке должны составить 7205 кг, а дизельного топ-
лива 618 кг.
При очень низких не имеющих практического значения поте-
рях от испарения, керосин и дизельное топливо обладают, однако,
высокой проницаемостью и не допускают, так же как и бензин,
хранения в емкостях, выполненных из обычного бетона. Для их
хранения должны применяться емкости металлические, железо-
бетонные из обычного бетона, облицованные изнутри стальным
листом (или иными защитными покрытиями) или, железобетонные
емкости, выполненные из специальных плотных бетонов. При
этом в отличие от резервуаров для бензина, резервуары для
керосина, дизельного топлива и других светлых нефтепро-
дуктов с низкой упругостью паров не требуют оборудования
устройствами, устраняющими или снижающими потери от испа-
рения.
Технико-экономические показатели (в тыс. руб. на 1000 л3
полезной емкости) по резервуарным паркам с номинальной ем-
костью 120 тыс. л3 (из 24 резервуаров, каждый емкостью 5000 л3)
для хранения керосинов, дизельных топлив и легких сырых
нефтей приводятся в табл. 57.
322
Таблица 57
Технико-экономические показатели резервуарных парков
номинальной емкостью 120 тыс. м3 для керосинов, дизельных
топлив и легких сырых нефтей
Состав парков
Показатели из наземных сталь- ных резервуаров (эталон) для керо- синов и дизельных топлив из наземных сталь- ных резервуаров (эталон) для лег- ких сырых нефтей
1. Стоимость резервуаров и внутрипарковых коммуникаций « . . 2; Ежегодные эксплуа- тационные расходы а) в том числе амор- тизационные от- числения .... б) потери от испаре- ния 3. Отклонения от этало- на: ! а) стоимости парков б) эксплуатацион- ных расходов . . 4. Срок окупаемости . . 58,3 2,3 2,3 58,3 36,2 4,7 31:5
21*
Отечественная
1. АлексеевЕ. К., Мельник В. И., Цегельский В. Л.
Опыт изготовления рулонных заготовок для резервуаров на двухъярусной
установке. Строительная промышленность, № 8, 1953.
2. А н у ч к и н М. П. Сварка резервуаров и трубопроводов в зимних
условиях. ОНТИ, ВНИИСТ, 1958.
3. А р з у н я н А. С. Резервуары с безмоментной кровлей для хранения
нефти и нефтепродуктов. М., ЦНИИТЭ Нефть, 1956.
4. Б у н ч у к В. А. Современные типы резервуаров для нефти и
нефтепродуктов. ГОСИНТИ. М., 1959.
5. Владимирский Т. А. Хрупкость сталей. Машгиз, М., 1959.
6. Горбунов-Посадов М. И. Балки и плиты на упругом
основании. М., Машстройиздат, 1949.
7. Д и н н и к А. Н. Устойчивость упругих систем, Изд. АН СССР,
М.—Л., 1950.
8. Дуда Р. И., Лившиц Л. С., Таран В. Д., Фальке-
в и ч А. С. Исследование листовой стали для резервуаров. Строительство
предприятий нефтяной промышленности, № 1, 1957.
9. Иванцов О. М., Поповский Б. В., Шаховская Г. В-
Скоростной монтаж резервуарных парков. Периодическая информация
ИТЭИН АН СССР, 1955.
10. И в а н ц о в О. М. Крупноблочный монтаж нефтерезервуаров.
Новости нефтяной техники, 1954.
11. И в а н ц о в О. М. Пути экономичного хранения нефтепродуктов.
ОНТИ ВНИИСТ, Новости строительной техники. М., 1957.
12. И г н а т ч е н к о Е. А., Иванцов О. М. Индустриальвые
методы монтажа нефтеперерабатывающих заводов. ОНТИ ВНИИСТ, 1955.
13. Квасов А. И., Иванцов О. М. Индустриальный монтаж
нефтерезервуаров по методу А. И. Квасова. ИТЭИН, 1955.
14. К о н т о р о в и ч 3. Б. Основы расчета химических машин и
аппаратов. Машгиз, М., 1952.
15. Корниенко В. С. Монтаж вертикальных стальных резер-
вуаров. Госстройиздат, М., 1956.
16. Л е с с и г Е. Н. Расчет стальных резервуаров с цилиндрическими
днищами. Сб. трудов МИИГС, № 3, 1954.
17. Л е с с и г Е. Н., Л и л е е в А. Ф., Соколов А. Г. Стальные
листовые конструкции. Госстройиздат, М., 1956.
18. Ляхов В. С., 3 а л к и н П. Л. Монтаж цилиндрических ре-
зервуаров из заводских рулонных заготовок (опыт работы треста .V 7 Глав-
нефтемонтажа). ЦНИИССтройнефть, Гостоптехиздат, 1954.
19. Мельников Н.П. Стальные конструкции в США. Сб. «Амери-
канское строительство», 1945.
20. Муштари X. М., С у р к и н Р. Г. О нелинейной теории
устойчивости упругого равновесия сферической оболочки при действии
равномерно распределенного внешнего давления. Прикладная математика
и механика, т. 14, вып. 6, 1950.
21. Нормы н технические условия проектирования стальных конструк-
ций (НиТУ 121-55), Киев, 1955.
22. Поповский Б. В., Зильберберг А. Л. Поточно-рас-
члененный монтаж резервуарных парков. Строительство предприятий неф-
тяной промышленности, № 1, 1956.
23. Раевский Г. В- Изготовление стальных вертикальных цилин-
дрических резервуаров методом сворачивания. Гостоптехиздат, М.—Л.,
1952.
• 24. Раевский Г. В. О хрупких разрушениях сварных резервуаров
и других конструкций. Автоматическая сварка, № 6, 1955.
25. С а ф а р я н М. К., Л е с с и г Е. Н. Горизонтальные двухопор-
ные резервуары с цилиндрическими днищами. Труды ВНИИСтройнефти,
вып. VI, 1954.
26. С а ф а р я н М. К., Ч и ч к о Г. М. Уточнение методики расчета
каплевидных резервуаров. Нефтяное хозяйство, № 7, 1954.
27. С а ф а р я н М. К. Исследование условий работы вертикальных
сварных цилиндрических резервуаров и пути улучшения их качества. Труды
Академии нефтяной промышленности, вып. II, Гостоптехиздат, М., 1955.
28. С а ф а р я н М. К. Допускаемые отклонения от проектных раз-
меров вертикальных цилиндрических резервуаров. Строительство предприя-
тий нефтяной промышленности, № 9, 1956.
29. С а ф а р я н М. К., П и с а н к о Н. М. Исследование геометри-
ческой формы стальных вертикальных цилиндрических резервуаров. Труды
ВНИИСтройнефти, вып. IX, 1957.
30. Сафарян М. К. Стальные резервуары для хранения нефте-
продуктов. ОНТИ ВНИИСТ, М., 1958.
31. Т а р а н В. Д. О сварке в зимних условиях. Автогенное дело,
№ 9, 1947.
32. Технические условия изготовления и монтажа стальных цилиндри-
ческих вертикальных резервуаров для хранения нефти и нефтепродуктов
(СН26-58). Госстройиздат, М., 1959.
33. Тимошенко С. П. Устойчивость упругих систем. Гостех-
издат, М.— Л'., 1946.
34. Тимошенко С. П. Сопротивление материалов. Т. II. Гостех-
издат, М.—Л., 1946.
35. Титков В. И. Резервуары с плавающей крышей. Гостоптех-
издат, М., 1957.
36. У м а н с к и й А. А. Специальный курс строительной механики.
Ч. 1. М.—Л., ОНТИ, 1935.
37. Фалькевич А. С., Храмихин Ф. Г., Иванцов О. М.,
Орлов В. М. Сооружение сварных металлических резервуаров для
хранения нефтепродуктов. Гостоптехиздат, М., 1953.
38. Ф а л ь к е в и ч А. С., А н у ч к и н М. П. Прочность и ремонт
сварных резервуаров и трубопроводов. Гостоптехиздат, М., 1955.
39. Ф а л ь к е в и ч А. С., Лившиц Л С. и Панич С- И.
Методы оценки склонности стали к хрупким разрушениям в сварных резер-
вуарах. Сварочное производство, № 12, 1955.
40. Фридман А. Г. Сравнительное исследование днищ тонкостен-
ных сосудов под давлением. Диссертация, МИХМ, 1947.
41. Черникин В. И. Сооружение и эксплуатация нефтебаз.
Гостоптехиздат, М., 1955.
42. Ч и ч к о Г. М. Расчет каплевидных резервуаров и выбор системы
опирания корпуса. Гостоптехиздат, М.—Л., 1951.
43. Шабалин В. И. Некоторые случаи разрушения сварных резер-
вуаров при низких температурах. Автогенное дело, № 6, 1948.
44. Ш а б а ли н В. И. Об одном случае возникновения трещин в свар-
ных швах при сооружении резервуаров. Автогенное дело, № 9, 1950.
325
45. Шиманский Ю. Л. Справочник по строительной механике
корабля. М.—Л., 1958.
46. Шухов В. Г. Механические сооружения нефтяной промышлен-
ности. «Инженер», 1883.
Зарубежная
47. Водный транспорт нефти и нефтепродуктов, Перевод № 72/58П.
ГОСИНТИ, М., 1958. Обзор по статьям Р. Гаскэ, М. Дешен, П. Вольф п
М. Ш. Дусэ из журнала «Techniques et Applications du Petrole», 1957.
48. Дишингер Ф. Оболочки, тонкостенные железобетонные купола
и своды. Перевод с немецкого. Госстройиздат, М.—Л., 1932.
49. Карман Теод, Сю-Шен-Чин. Выпучивание сферических
оболочек под действием внешнего давления, Перевод из «Journal of the Aero-
navtical Sciences», t. 7, № 2, Dec., 1939.
50. Труды IV Международного нефтяного конгресса, т. VIII. Гостоп-
техиздат, М., 1956.
a) F е е 1 у Р., Northup М., Steels for oil Storage Tank.
6) S о e t e W., H e r b i e t IL, D о h c e t R. The problem of brittle
Fractus.
51. An aluminium Dowel Roof, Civil Engineering and Public Works
Review, vol. 44, 54, 1949.
52. API Specification for Large Welded production tanks, API Std 12c,
1955. Std 12d, 1956. Технические условия Американского нефтяного
института на большие сварные промысловые резервуары. Стандарт 12с,
1955. Стандарт 12d, 1956.
53. С а г 1 s о n W. В. Pressure Vessel Design, British Welding Journal,
vol. 4, No. 6, may, 1957.
54. Chamband R. Types recents des reservoirs sous pressions Sur
raffineries de Donges. Bull. Ass. Francaise Techniciens Petrole, No. 1, 1959.
55. G irk m an К a r 1. D r. Ing. a) Berechnung eines geschwebten
Fluigkeits—behalters, Der Stahlbau, m. 4, Nr 3, 1931.
b) Formanderung eines Kreisformigen, auf ebenes Unterlage aufruhenden Be-
halterbodens durch Flubigkeitsdruck, Der Sthalbau, m. 4, Nr 18, Sept., 1931.
56. Here’s the world’s biggest Steel tank, Oil and Gas J., vol. 34, No. 33,
XII, 1955.
57. Maier H. T. Roof Construction of Large Vertical Steel Tanks,
J. of applied Mechanics, XII, vol. 16, No. 4, 1949.
58. May H., Koehler G. Die ersten in Deutschland gebauten Tanks
mit Schwimmdachern. Erdol und Kohle, XI, Bd. 6, Nr 11, 1953.
59. N о о n e M. Oil and Gas Storage Vessels. Petrol., vol. XVII, No. 2,
1954.
60. Reservoir de stockage brut de 35 000 m3 avec toit flottant Hiden de
la Raffinerie de Lesso—Standart—port Jerome. La Technique Moderne, No. 4,1957.
61. Robertson T. S. Propagation of brittle fracture in Steel, J.
of the Iron and Steel Institute, Dec., 1955.
62. R e у n о 1 d s E. A., Noone M. I. Standard Storage Tanks,
Third World Petroleum Congress, The Hague. Proceedings, Sect., VII, Leiden.
1951.
63. S h e r w о о d F. N. Forschritte in Tankbau. Erdol und Kohle,
Bd. 6, Nr 5, 1953.
64. The Improved Horton Seal Keeps evaporation losses low when Horton
floating roofs are at high liguid Levels (Trademark Registered in U. S. Patent
office). Pipe Line News, vol. 22, Nr 2, 1950.
65. Zimmerman E. N., Evolution of Oil Tank. Petrol. Eng.,
vol. XII, No. 13, 1952.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Введение ......................................................... 3
Глава I. Современная техника резервуаростроения................... 5
Проектирование и строительство стальных резервуаров
для хранения нефти и нефтепродуктов в СССР............... 5
Потери нефтепродуктов и пути их сокращения .... 5
Перспективы развития резервуаростроения и внедрения
новых конструкций .................................... 10
Особенности эксплуатации резервуаров и случаи наруше-
ния их прочности ..................................... 13
Допуски в резервуарах и их основаниях ............... 20
Проектирование и строительство стальных резервуаров за ру-
бежом ................................................... 25
Конструкции широко применяющихся резервуаров . . 25
Применение алюминия в резервуаростроении .... 29
Конструкции современных резервуаров ................. 31
Резервуары конструкции Рибо ......................... 36
Исследования по проблеме хрупкого разрушения и по
выбору сталей для резервуаростроепия ........... 40
Глава II. Конструкция и расчет вертикальных цилиндрических ре-
зервуаров низкого давления ...................................... 45
Конструкция резервуаров с жесткими покрытиями ... 45
Резервуары с безмоментной кровлей ....................... 50 •
Резервуары с плавающими крышами (понтонами) .... 53
О конструкциях резервуаров больших емкостей............. 58
Статический расчет резервуаров с жесткими покрытиями 61
Уточненный статический расчет нижнего узла резервуаров . 69
Пример расчета нижнего узла резервуара............... 76
Уточненный статический расчет корпуса резервуаров
с учетом влияния кольцевых нахлесточных швов .... 80
Пример расчета корпуса............................... 85
Теоретическое исследование напряженного состояния
в безмоментной кровле.............................. 89
Исследование перемещений безмоментной кровли ... 95
Расчет усилий в безмоментной кровле с учетом начального
уклона краев . 99
Г лат III. Конструкция и расчет стальных резервуаров с повышен-
ным избыточным давлением ......................................... 102
Конструкция и расчет каплевидных резервуаров............. 102
Примеры расчета оболочек ................................ 111
3 7
Вертикальные сварные цилиндрические резервуары со сфе-
роцилиндрической кровлей ............................. 115
Резервуары со сферической кровлей и новые типы капле-
видных резервуаров ................................... 118
Основные положения расчета узлов сопряжения сфериче-
ской кровли с торовой частью и торовой части с корпу-
сом резервуара ....................................... 125
Расчет корпуса и сферической кровли ................ 128
Пример расчета резервуара на прочность и устойчивость 132
Горизонтальные цилиндрические резервуары с плоскими и
пространственными днищами ............................ 138
Расчет корпуса и днища горизонтальных резервуаров . 141
Глава IV. Экспериментальные исследования стальных резервуаров
для хранения нефтепродуктов ................................... 146
Методика исследования вертикальных сварных цилиндри-
ческих резервуаров низкого давления .................. 146
Исследования резервуаров со щитовым покрытием емкостью
2000 и 5000 .«3 ................................... 149
Исследования вертикальных сварных цилиндрических ре-
зервуаров с безмоментной кровлей ..................... 155
Исследование каплевидного резервуара для хранения не-
фтепродуктов под повышенным давлением ................ 161
Исследования вертикальных цилиндрических резервуаров
со сфероцилиндрической кровлей ....................... 171
Испытание резервуара емкостью 700 м3 ............... 171
Испытание резервуара емкостью 2000 м3 .............. 179
Исследования горизонтальных резервуаров с цилиндриче-
скими днищами ........................................ 187
Методика экспериментальных испытаний ...... 187
Испытание резервуара емкостью 50 м3 ................ 191
Испытание резервуаров емкостью 75 и 100 м3 .... 194
Исследование опытного вертикального сварного цилиндри-
ческого резервуара емкостью 5000 м3 с доведением до
предельного состояния.................................. 198
Конструкция опытной установки и методика эксперимен-
тальных исследований ................................ 198
Исследование напряженного состояния и перемещений . . . 204
Результаты экспериментальных п теоретических иссле-
дований .......................................... 209
Глава V. Сооружение стальных резервуаров ..................... 224
Индустриальные методы монтажа резервуаров ......... 224
Изготовление элементов резервуаров на заводах . . . 234
Транспортировка рулонов и щитов к месту монтажа . 242.,
Монтаж резервуаров ................................. 246
Организация строительства резервуарных парков .... 293
Глава VI. Технико-экономические показатели строительства и
эксплуатации стальных резервуаров ............................. 305
Технико-экономические показатели строительства резер-
вуаров ............................................. 307
Потери нефтепродуктов в резервуарах от испарения . . . 311
Экономически наивыгоднейшие типы стальных резервуа-
ров для хранения нефти и нефтепродуктов .............. 319
Литература .................................................. 324
ОПЕЧАТКИ
Страница . Строка Напечатано Следует читать
39 22 сверху 15,5 м. 15,5 м (во время испытания водой).
81 рис. 30 Цифры в эпюре изгибающих моментов должны быть увеличены вдвое
85 2 снизу перегибов прогибов
86 1 снизу для шести для двух
89 2 снизу (74) (68)
Зак. 863.
Календарный график поточно-скоростного сооружения группы резервуаров (12 шт.) емкостью по эН Ю м3 каждый
№ цикла Содержание работ цикла Дни работы f Г
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 31 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47
I Монтаж днища и подъ- ем рулона корпуса i
II Монтаж корпуса и пе- рекрытия резервуара (двумя бригадами) I бригада II бригада
III Монтаж обвязки, ар- матуры и механического оборудовании 1
IV Сварка монтажных стыков
V Испытание днища, корпуса и кровли резер- вуара и устранение де- фектов I L .
Условные обозначения.
——— Работа в первую смену
Работа во вторую смену
Заказ 868.