Автор: Коновалов П.А.   Мангушев Р.А.   Сотников С.Н.   Иванов Ю.К.  

Теги: подземное строительство   земляные работы   фундаменты   строительство тоннелей   строительство наземных инженерных сооружений   наземные комплексные сооружения   строительство   строительные конструкции  

ISBN: 5-274-00556-х

Год: 1989

Похожие

Основания и фундаменты.

Проектирование и возведение фундаментов вблизи существующих сооружений

Устройство фундаментов на заторфованных грунтах

Основания, фундаменты и подземные сооружения

Текст
                    ЮН.Иванов, П.А.Коновалов,
Р.А.Мангушев, С.Н.Сотников
ОСНОВАНИЯ
И ФУНДАМЕНТЫ
РЕЗЕРВУАРОВ
СТРОЙИЗДАТ

Ю. К. Иванов, П. А. Коновалов
Р. А. Мангушев, С. Н. Сотников
ОСНОВАНИЯ
И ФУНДАМЕНТЫ
РЕЗЕРВУАРОВ
Под редакцией д-ра техн, наук проф.
П. А. Коновалова
Москва Стройиздат 1989

ББК 38.58
0-75
УДК 624.15:624.953
Печатается по решению секции литературы по инженерному обору*
дованию редакционного совета Стройиздата
Рецензент — инж. Н, И» Сатанин (Госхимпроект|
Основания и фундаменты резервуаров/Ю. К.
0-75 Иванов, П. А. Коновалов, Р. А. Мангушев, С. Н. Сот-
ников; Под ред. П. А. Коновалова. — М.: Стройиз-
дат, 1989. — 223 с.: ил.
ISBN 5-274-00556-Х
Представлен обзор мирового опыта проектирования и
строительства стальных цилиндрических резервуаров в слож-
ных инженерно-геологических условиях. Рассмотрены способы
устройства оснований, типы фундаментов для резервуаров
большой вместимости в условиях слабых грунтов. Дан эконо-
мический анализ вариантов оснований и фундаментов. Опи-
сана методология проведения инженерно-геологических изыс-
каний.
Для инженерно-технических работников проектных строи-
тельных и научно-исследовательских организаций.
О
3304000000—409
047(01)—89
113—89
ББК 38.58
ISBN 5-274-00556-Х
© Строй изд аг, 1989

ПРЕДИСЛОВИЕ
Решениями XXVII съезда КПСС перед строителями поставлена
задача — за счет использования новейших конструкций и прогрес-
сивных технологий обеспечить уже в ХП пятилетке резкое снижение
материалоемкости и металлоемкости строительного производства.
Одним из эффективных путей выполнения этой задачи является со-
вершенствование конструкций фундаментов и методов подготовки
оснований, в том числе и используемых при строительстве резер-
вуаров.
Интенсивное развитие нефтяной и нефтехимической промышлен-
ности связано с необходимостью возведения большого числа резер-
вуаров для хранения сырья и готовой продукции. Такие резервуары
представляют собой особый класс сооружений, по существу не име-
ющих аналогов. Характерными их особенностями являются большие
площади цередачи нагрузок на основания и достаточно гибкая кон-
структивная схема, обеспечивающая нормальную эксплуатацию при
неравномерных осадках.
На площадках с благоприятными геологическими условиями ме-
таллические резервуары возводились в основном на песчаных подуш-
ках. В последнее десятилетие положение существенно осложнилось,
поскольку добыча и переработка нефти развивается в районах, где
благоприятные условия для строительства практически отсутствуют,
д потребность в резервуарах настолько велика, что ее удовлетворе-
ние потребовало увеличения их единичной вместимости до 50 тыс. м8
н более. Увеличение геометрических размеров резервуаров резко по-
высило требования к подготовке оснований, а накопленный ранее
опыт строительства не может быть использован без соответствующих
корректировок.
Настоящая книга посвящена наиболее ответственным процессам
строительства резервуаров — методам подготовки оснований и кон-
струкциям фундаментов. На основе обобщения отечественного и за-
рубежного опыта строительства и эксплуатации резервуаров, в том
числе в сложных инженерно-геологических условиях, определена об-
ласть применения фундаментов различных конструкций и наиболее
часто встречающихся искусственных оснований. Описаны аварии ре-
зервуаров в период их гидравлических испытаний или в эксплуатации
— 3 -

онный период, определены наиболее вероятные причины таких ава-
рий и намечены пути их предупреждения. Кроме того, рассмотрены
мероприятия, направленные на снижение развития неравномерных
осадок резервуаров в эксплуатационный период.
Предисловие написано канд. техн, наук ,Ю. К. Ивановым; главы
1 и 5 — канд. техн, наук Р. А. Мангугпевым и д-ром техн, наук
С. Н. Сотниковым; гл. 2 — д-ром техн, наук проф. П. А. Коновало-
вым; главы 3 и 4 —Р. А. Мангушевым совместно с Ю. К. Ивано-
вым и С. Н. Сотниковым; главы 6—8 — Ю. К. Ивановым.
Авторы выражают признательность сотрудникам НИИОСПа им«
Н. М. Герсеванова В. Г. Смирнову, Н. В. Власовой и А. Я. Безценной
за помощь, оказанную при оформлении рукописи. Особую благодар-
ность авторы приносят инж. Н. И. Сатанину за замечания и пред-
ложения, данные нм при рецензировании рукописи.

Глава 1. ОСОБЕННОСТИ КОНСТРУКЦИИ
РЕЗЕРВУАРОВ, ФУНДАМЕНТОВ И МЕТОДЫ
ПОДГОТОВКИ ИХ ОСНОВАНИЙ
1. Типовые конструкции резервуаров.
Основные методы их монтажа
Стальные вертикальные цилиндрические резервуары
служат для хранения нефти, нефтепродуктов, воды и дру-
гих жидкостей. Они относятся к типу пространственных
сплошных металлических тонкостенных конструкций, вы-
полненных в виде цилиндрических оболочек, и называют-
ся листовыми конструкциями. Резервуары в зависимости
от внутреннего давления подразделяются на следующие
виды: а) без давления со стационарной кровлей, пон-
тоном или плавающей крышей; б) низкого давления,
рредназначенные для хранения нефтепродуктов под из-
быточным давлением до 2 кПа; в) повышенного давле-
ния, предназначенные для хранения нефтепродуктов под
избыточным давлением до 70 кПа.
Конструкция вертикального цилиндрического резер-
вуара, изготовляемого из стали, представляет собой вер-
тикально стоящий тонкостенный цилиндр, ограниченный
снизу днищем, а сверху кровлей, стационарной или пла-
вающей крышей. Днище вертикального резервуара, ле-
жащее на основании, под давлением нагрузки от жидко-
сти, находящейся в нем, испытывает сравнительно
небольшие напряжения. Толщина листов днища принима-
ется от 4 до 12 мм, исходя из условий технологии мон-
тажно-сварочных работ, обеспечения долговечности ре-
зервуара и антикоррозионной стойкости металла, из ко-
торого он изготовлен. Наиболее ответственным элементом
резервуара является стенка, и особенно стык стенки
и днища. В настоящее время резервуары такого типа из-
готовляются только сварными. Толщина листов стенки
резервуара изменяется по высоте с максимальной тол-
щиной у днища (табл. 1.1).
Стенка резервуара приваривается к краям днища
двумя сплошными кольцевыми швами, качеству которых
следует уделять особое внимание. Днище, изготовленное
на заводе, поступает на строительную площадку сверну-
тым в рулон. Днище крупных резервуаров монтируют из
нескольких элементов.
- 5 -

Таблица 1.1
Номиналы! ая вместимость резервуара, тыс. м3	Внутренний диаметр, см	Высота, см	Масса, т	Давление от продукта, кПа
0,1 0,2	473 663	592	4,7 7,2	58,9
0,3	758	732	10,6	72,87
0,4	853	738	12,4	72,87
0,7 1	1043 1233	884	18,8 24,3	88
2	1518	изо	41,8	
3	1898	1182	62,5	
5	2279		89,2	116
10	3420	1192	203,2	
20	4564		381,7	
50	6070	1795	680,3	177
Покрытие резервуаров для хранения нефтепродуктов
выполняется коническим с уклоном 1:20 или сферичес-
ким. В настоящее время широко применяется кровля, со-
бираемая из крупных щитов, являющихся одновременно
и несущей и ограждающей конструкцией. Щит представ-
ляет собой каркас из балок и швеллеров, к которому при-
варен листовой настил. Щиты кровли опираются на верх-
ний пояс стенки резервуара по всему его периметру. По
верху стенки резервуара, чтобы придать устойчивость
верхнему поясу, приваривают ребра. Щитовая кровля
рассчитана на нагрузку 10 и 15 МН/м2 для резервуаров
различных типов. В середине резервуара часть щитов
опирается на центральную стойку, которая, в свою оче-
редь, опирается на днище. В резервуарах вместимостью
300—5000 м3 применяется трубчатая стойка, внутренняя
полость которой иногда заполняется песком, чтобы вос-
препятствовать отрыву ее от днища при повышении внут-
реннего давления в резервуаре (рис. 1.1,а).
В последние годы в СССР массовое распространение
получили резервуары вместимостью 10—50 тыс. м3. По-
— 6 —

ирытпе таких резервуаров представляет собой сферичес-
кий купол, монтажные элементы которого объединены
В центре и опираются на стенки резервуара через кольцо
жесткости (рис. 1.1,6). Кольцо жесткости воспринима-
ем распор от купола и ветровую нагрузку. В резервуа-
рах других конструкций кровля плавает на поверхности
Находящегося в резервуаре жидкого продукта (рис.
1.2, а). Покрытие и центральная стойка отсутствуют. Пла-
вающая крыша резервуара снабжается уплотняющим
устройством, позволяющим снизить потери от испарения
через кольцевой зазор между стенкой резервуара и пла-
вающей крышей. Применение плавающих крыш практи-
чески невозможно в северных районах вследствие снего-
пада и обледенения уплотняющего затвора. Поэтому
в этих районах используют обычные резервуары со щи-
товой кровлей, внутри которых на поверхности продукта
плавает понтон, снабженный облегченным уплотняющим
ватвором (рис. 1.2,6). В центре понтона в резервуарах
вместимостью 5000 м3 имеется отверстие, через которое
проходит центральная стойка резервуара. Кольцевой за-
вор между центральной стойкой и отверстием в понтоне
также снабжен уплотнением.
Существует несколько основных методов монтажа
конструкций резервуаров. Ранее все вертикальные ци-
линдрические резервуары монтировались полистовым
способом, т. о. путем сборки стенки из отдельных листов.
Полистовой монтаж осуществляют с помощью самоход-
ных кранов, оборудованных стрелами необходимой дли-
ны, Монтаж стенки и ее сварка осуществляются после
вавершения монтажа днища. За рубежом полистовой
Метод является основным при сооружении резервуаров
большой вместимости. В Японии и США методом поли-
стовой сборки сооружены вертикальные цилиндрические
резервуары вместимостью 100 тыс. м3 и более.
Мек>д подращивания (рис. 1.3) применяется при стро-
игелычве резервуаров вместимостью более 5 тыс. м3.
Недостатком этого способа кроме трудоемкости и слож-
ной оснастки является необходимость обеспечения ус-
тойчивости резервуара в процессе монтажа. Для защи-
ты от воздействия ветровых нагрузок требуется надеж-
ное расчаливание стенки с установкой якорей.
В 50-х годах в СССР был предложен и освоен эконо-
мичный и отвечающий современным требованиям меха-
низации рулонированный метод сооружения резервуа-
— 7 —

Рис. 1Л. Конструкции резервуаров
а — вместимостью 5 тыс. мч; б — то же, 20 тыс. м8; 1 — центральная стойка?
2 —шахтная лестница; 3 —‘опорное кольцо
Рис. 1.2. Резервуары с плавающей кровлей (а) и с понтоном (б)
/ — плавающая кровля (или понтон) в нижнем положении; 2 — то же, в верх*
нем положении; 3 — шахтная лестница; 4 —щиты кровли; 5 — центральная
стойка
ров большой вместимости. Монтаж стенок из рулониро-
ванных элементов (рис. 1.4) состоит из последователь-
ных операций:
подготовка рулона к подъему в вертикальное положе-
ние;
подъем рулона в вертикальное положение;
разворачивание рулона, монтаж конструкций покры-
тия, вывод шахтной лестницы (или временного каркаса);
Рис. 1.3. Крепление подъемных устройств при монтаже резервуара методом
подращивания
/ — направляющие стойки; 2 —подъемные приспособления; 3 — ферма кров<
ли; 4 —листы стенки
— 8 —

Ш W Лй /// /// ///, ///



Рис. 1.4. Этапы монтажа резервуа-
ра
а — установка на основание верх-
него пояса; б — установка кровли;
в — установка подъемных приспо-
соблений; г — подъем кровли с
верхним поясом; д — установка
и подъем последующих поясов
замыкание и сварка монтажного шва стенки резер-
вуара;
сварка упорного кольцевого шва (по периметру ниж-
ней части резервуара), осуществляемая по мере развер-
тывания рулона, установки верхнего опорного кольца
и щитов покрытия;
сварка швов, соединяющих окрайки с центральной
частью днища.
Технология монтажа резервуаров методом рулокиро-
вания подробно изложена в монографии В. С. Корниен-
ко и др. (1971). Там же описаны и методы монтажа ре-
зервуаров с понтоном и плавающей крышей.
Монтаж резервуара осуществляется после заверше-
ния работ по подготовке основания и приемке его мон-
тажной организацией по акту, в котором должны быть
указаны данные о материалах и составе изоляционного
слоя, предохраняющего днище от воздействия воды и па-
ров, а также отметки, фиксирующие положение центра
резервуара. В табл. 1.2 приведены допустимые проект-
ные и монтажные вертикальные отклонения точек по
— ю —

Таблица 1.2
Нормативный документ	Вместимость, тыс. м8	Д$, мм	Д$р, мм	AS£)/D
СНиП Ш-18-75	20	10	50	0,0017
Правила технической эксплуатации	2—20	30	80	0,005
ВСН 311-73	0,7	10	25	0,0017
	0,7—1	15	40	0,0025
	2—60	20	50	0,0033
ТУ 34-42-5347-76	10	30	80	0,005
контуру резервуара, лимитируемые нормативными доку-
ментами для резервуаров различной вместимости.
В настоящее время в Советском Союзе установлены
два вида допускаемых вертикальных монтажных откло-
нений точек по контуру резервуара: двух диаметрально
противоположных (Д$ю), обуславливающих крен, и двух
смежных, находящихся на расстоянии 6 м друг от друга
(Д«). Как следует из табл. 1.2, в различных рекоменда-
циях и нормах эти величины приняты разными, что мо-
жет быть объяснено, видимо, эмпирическим подходом
к их установлению.
Характерная особенность стальных резервуаров со-
стоит в том, что масса жидкости, хранящаяся в них, зна-
чительно превышает массу строительных конструкций.
При этом в принимаемых расчетных схемах резервуаров
учитываются следующие силовые воздействия (харак-
терные для каждого региона) — сейсмические, ветровые,
снеговые, а также явления волнового нагружения. На-
грузка на основание заполненного резервуара (рис.
1.5, а) определяется следующими составляющими: весом
конструкций резервуара вместе с крышей, если крыша
опирается на стены; весом жидкости, заполняющей ре-
зервуар; весом снежного покрова на крыше; избыточным
давлением или разрежением, возникающим между зерка-
лом жидкости и крышей; ветровыми нагрузками.
Общий вес резервуара разделяется на вес стены Gw
и вес днища вь. Если крыша опирается на стенку резер-
вуара, к весу Gw добавляют вес крыши б/. В случае пла-
— И —

Рис. 1.5. Нагрузки на основание резервуара
а *- заполненного; б —пустого; вес стенки; Ор — вес крыши, опираю-
щейся на стенку; Gs — вес снега; Gj — вес жидкости; — вес днища; Gy —
вес плавающей крыши
вающей крыши ее вес Gp и вес снегового покрова добав-
ляют к весу жидкости. Плотность жидкости, так же как
и ее максимальный уровень в резервуаре, принимается
в соответствии с исходными технологическими данными.
Вес снежного покрова на кровле резервуара принимает-
ся в зависимости от региона и конфигурации крыши.
Конструкции резервуара, кроме дна и плавающей
крыши, передают вес на относительно узкий пояс стыка
листов стены с днищем. Ширина этого пояса с учетом
толщины стены и утолщения листов днища составляет
около 10 см. Давление на этот узкий пояс дна по конту-
ру стены довольно значительное и зависит от диаметра
и высоты резервуара. При крышах, опертых на стену,
оно доходит до 1 МПа, а при плавающих крышах — до
0,6 МПа.
На рис. 1.5, б приведена схема действия нагрузок на
— 12 —

основание от пустого резервуара. Иногда для восприя-
тия давления от веса конструкций резервуара по конту-
ру устраивается фундаментное кольцо, выполненное из
железобетона.
Наибольшую опасность для основания резервуара
представляет узел сопряжения стенки и днища. Именно
здесь происходит концентрация напряжений, вызванная
совместным действием веса конструкций и полезнбй на-
грузки.
2. Фундаменты резервуаров
на естественном основании
Естественные основания под фундаменты стальных
вертикальных цилиндрических резервуаров широко ис-
пользуются в отечественной и зарубежной практике как
наиболее экономичные при относительно благоприятных
грунтовых условиях. Часто они используются в сочетании
с песчаными или грунтовыми подушками и выполняют-
ся в виде подсыпки на основание (рис. 1.6).
Подсыпка на основание призвана обеспечить распре-
деление давления от резервуара на основание, дрениро-
вание днища и его антикоррозионную защиту. Подсып-
ки устраиваются из уплотненного крупного песка, щебня,
гравия или гравийно-песчаной смеси. По верху подсып-
ки укладывают гидрофобный слой с добавкой водооттал-
кивающих вяжущих на основе нефти или ее продуктов.
Высота подсыпки зависит в основном от инженерно-гео-
логических условий площадки строительства и может из-
меняться от 0,2 до 2,5 м. Поверхность подсыпки обычно
имеет уклон от центра к периферии. Основное назначе-
ние уклона состоит в компенсации неравномерных оса-
док в пределах площади резервуара и обеспечении сво-
бодного притока хранимого продукта к откачивающим
устройствам. В практике известен случай (Р. Е. Хант,
1967), когда осадка центра днища резервуара в процес-
се эксплуатации достигла почти 2 м, однако заранее вы-
полненный подъем центральной части днища обеспечил
нормальную работу резервуара в течение длительного
периода.
С целью повышения жесткости узла сопряжения стен-
ки и днища, а также для выравнивания местных нерав-
номерных осадок под стенкой резервуара устраиваются
ленточные фундаменты.
— 13 —

Рис. 1.6. Естественные основания
резервуаров
а — насыпь; б — насыпь в сочета-
нии с песчаной подушкой; о—же-
лезобетонное кольцо под стенкой;.
/ — щебеночная или песчаная на-
сыпь; 2 — основание; 3 — песчаная
подушка; 4 — слабый грунт; 5 —
железобетонное кольцо; 6 — стенка;
7 — днище
г/
Рис. 1.7. Фундаменты, используемые в ПНР
а и 9 — гравийные; б —в виде железобетонного кольца; г — в виде подпор-
ной стенки; / — подсыпка из гравия; 2 —стенка; 3 —днище; 4 — уплотненный
песок; 5 — песчаная засыпка; 6 — грунт основания; 7 — железобетонное коль-
цо; 8 — асфальт; 9 — подсыпка; 10 — выравнивающий слой; 11 — дренажное
отверстие; 12 — поливинилхлоридная пленка; 13 — железобетонная плита
14

Рис. 1.8. Кольцевая подушка из щебня (США)
/ — дренажные трубки; 2 — кольцевая подушка; 3 —асфальт; #—• гидроизо*
ляция; 5 —стенка; 6 — подсыпка из щебня; 7 — песок; 3 —песчаная подушка
Рис» 1.9. Кольцевые фундаменты (Япония)
« — железобетонный; б — щебеночный
Фундаменты под стенку, рекомендованные в типовых
разработках, представляют собой тонкую монолитную
или сборно-монолитную кольцевую плиту шириной 1 м
п толщиной не более 20 см. Такая конструкция фунда-
— 15 —

мента обеспечивает устойчивость только прифундамент-
ного слоя (подсыпки), практически не увеличивая жест-
кости узла сопряжения днища со стенкой и не влияет на
неравномерность осадки основания резервуара.
В определенных условиях рационален фундамент
в виде кольцевой стенки, который; прорезая слабые и се-
зонномерзлые грунты, может обеспечить передачу на-
грузки на подстилающие плотные слои грунта.
В Польской Народной Республике при возможном
развитии значительных осадок оснований совместно
с подсыпками используются кольцевые фундаменты из
гравия или из щебня, железобетонные кольцевые фун-
даменты, расположенные непосредственно под стенкой,
и фундаменты в виде железобетонной подпорной стенки,
находящейся за пределами резервуара (рис. 1.7). В по-
следнем случае подсыпка выполняется из песчано-гра-
вийной смеси или гравия. Железобетонные фундаменты
выполняют в монолитном железобетоне, а их поперечно-
му сечению придают прямоугольную форму. Польским
стандартом установлены допуски на точность изготовле-
ния кольцевых фундаментов: наибольшее отклонение от
проектного уровня ±6 мм, наибольшая разность отметок
точек поверхности фундамента, удаленных на Юм дли-
ны кольца, ±3мм.
Фундамент на естественном основании со щебеночным
кольцом под стенкой разработан и применяется в США
под резервуары диаметром 30 м и более (рис. 1.8). Та-
кой фундамент эффективен при ожидаемой осадке более
15 см. Конструктивная особенность фундамента состоит
в том, что непосредственно под стенкой вместо песка ис-
пользуют щебень для создания кольцевой щебеночной
или гравийной насыпки высотой не менее 60 см, шири-
ной поверху 1—2 м. Щебень укладывают слоями по
20 см и тщательно трамбуют. Непосредственно под дни-
щем по всей его площади устраивают щебеночный слой
толщиной не менее 10 см и дополнительно закладывают
дренажные трубки диаметром около 9 см.
В Японии устройство фундаментов регламентировано
«Предварительным проектом по строительству фундамен-
тов для нефтяных резервуаров». Разработаны проекты
для резервуаров вместимостью более 1000 м3 с высотой
стенки более 10 м. Под днищем устраивают песчаный
фундамент-подсыпку, а под стенкой, в зависимости от
грунтовых условий, — кольцевой фундамент двух типов:
— 16 -

Рис. 1.10. Фундаменты под резервуары большой вместимости (Япония)
а — кольцевые; б и в — плитные; 1 — резервуар; 2 — кольцевые фундаменты;
5 — цементно-песчаный слой; 4 — подушка; 5 — железобетонная плита; tf —
кольцевая стенка
железобетонный или щебеночный (рис. 1.9). Подсыпку
с внешней стороны фундамента под стенку устраивают
с пологим откосом 1:5, который в нижней части поддер-
живается невысокой подпорной стенкой. Насыпь обору-
дуют дренажными трубками и защищают асфальтовым
покрытием. Между днищем и опорной поверхностью же-
лезобетонного кольцевого фундамента имеется аморти-
зационный асфальтовый слой толщиной не менее 20 см.
Серьезная авария резервуара японской корпорации
Митсубиси послужила поводом к выработке целой серии
технических мероприятий, в том числе к созданию новых
типов фундаментов на естественном основании. Некото-
рые схемы конструкций запатентованных фундаментов
доказаны на рис. 1.10. Песчано-гравийную подушку по-
крывают материалом, являющимся смесью песка, щебня,
асфальтовой эмульсии и цемента, и уплотняют укатыва-
нием. Таким образом, нагрузка от резервуара передает-
ся не только на подушку, но и на железобетонное коль-
цо. На рис. 1.10,6 и в приведены схемы фундаментов
о виде сборных железобетонных плит. В этих случаях
конструкции резервуара опираются на железобетонные
плиты, установленные либо на поверхности основания,
либо пиже планировочной отметки. Железобетонная
Я -88	— 17 —

стенка по периметру плиты заглубляется ниже ее подош-
вы и служит для уменьшения бокового перемещения
грунта.
В СССР успешно были применены сплошные фунда-
ментные плиты под резервуары вместимостью до 5 тыс.
м3. Основание площадки было сложено слабыми ленточ-
ными глинами с модулем деформации 0,5—1 МПа. И хо-
тя осадки резервуаров на плитах толщиной 0,5 м достиг-
ли 0,5 м, они были равномерными, что позволило нор-
мально эксплуатировать резервуары. Вместе с тем
сплошные фундаментные плиты, являясь весьма массив-
ными и материалоемкими, часто не обеспечивают, допу-
стимой осадки и в практике строительства используются
редко.
Во Франции, в порядке эксперимента, для площадок
со слабыми грунтами разработан и использован железо-
бетонный фундамент, имеющий в плане форму трех- или
четырехветвевой спирали, сходящейся в центре. Такой
фундамент дополнен наложенными металлическими бал-
ками, а пространство между балками и ветвями спира-
ли заполнялось леском. Таким образом, эта конструкция
совместно с материалом подсыпки образовала единый
фундамент, назначение которого — обеспечить равномер-
ное перемещение днища по всей площади основания.
Эксперименты, проведенные на двух резервуарах, пока-
зали, что осадка такого фундамента значительно равно-
мернее, чем фундамента-подсыпки без спирали. Следует
отметить, что эти фундаменты нетехнологичны и приме-
нение их возможно лишь для малых резервуаров.
3. Свайные фундаменты резервуаров
Свайные фундаменты достаточно широко применяют-
ся на площадках, сложенных слабыми грунтами. В СССР
обычно для этих целей используют призматические за-
бивные сваи различной длины и сечения в сочетании
с ростверками и плитами [13]. При этом сваи, как пра-
вило, забиваются под всем днищем в виде сплошного
свайного поля с расстоянием между сваями 1 м (рис.
1.11). Более перспективной конструкцией свайного фун-
дамента, безусловно, является конструкция кольцевого
фундамента, предложенная НИИОСПом им. Н. М. Гер-
севанова и подробно описанная в гл. 2 настоящей книги.
Свайные фундаменты под всем днищем резервуара
— 18 —

+ + 4- + 4- 4 + 4-+ + I 1
f	+ + + + 4- + -5V
+• + + 4 + + + + + + + + 	'V»
&
18*2,0
Fhu i h. Свайный фундамент под резервуар вместимостью 10 тыс. м8
{мни забивки свай я расположение плит ростверка: б—узел опирания плит
на ростверк
F - t ti. Спайный фуида-
»г.н t промежуточной по-
душкой
t |=-*ьпйуар; 2-уплот-
»рунг; 3 — щебеноч-
И44 Подушки; 4 — сваи

применены и при строительстве большой группы резер-
вуаров в долине р. Тис в Англии. Площадка сложена
слоями глины пластичной консистенции, имеющими мощ-
ность до 4 м, которые подстилались песками и плотны-
ми глинами на глубину 11—12 м. Под резервуары диа-
метром 39,5 м, высотой 16,4 м были сооружены фунда-
менты из круглых железобетонных свай диаметром
460 мм, длиной 16 м. Сваи забивали по сетке 2X2 м. По
головам свай устраивали ростверк из перекрестных же-
лезобетонных балок, по которому укладывали железобе-
тонные плиты толщиной 30 см. Работы по устройству
этих фундаментов заняли примерно один год, осадка ос-
нования была незначительна. Под некоторые резервуары
па этой же площадке были применены и буронабивные
сван, которые хорошо показали себя при эксплуатации
резервуаров. Однако фундаменты не всегда обеспечивают
удовлетворительную работу конструкций. В работе [59]
описан случай выхода из строя резервуара (диаметром
41,6 м и высотой 12,9 м), установленного на буронабив-
ные сваи диаметром 50, длиной 27 см, прорезавшие слои
слабой глины; поверх голов свай была устроена желе-
зобетонная плита. После того как резервуар заполнили
водой, максимальная осадка центра плиты составила
63 мм, максимальная неравномерность по краям —40 мм.
Это послужило причиной выхода резервуара из строя
и вызвало необходимость выпрямления и реконструкции
днища.
Отметим, что стоимость свайного фундамента с рост-
верками и плитами обычно превышает стоимость конст-
рукций резервуара и поэтому зарубежные строительные
компании неохотно идут на такой вариант фундамента.
Альтернативой железобетонному покрытию поверх
свай может служить слой щебня или гранулированного
материала (рис. 1.12). Нагрузки в этом случае переда-
ются на сваи за счет арочного эффекта. Хотя подушки
из гранулированных материалов используются в строи-
тельстве на протяжении почти 50 лет, методы их расче-
та все еще продолжают оставаться эмпирическими [62].
При строительстве двух резервуаров вместимостью
50 тыс. м3 с плавающей крышей на нефтеперерабатыва-
ющем заводе в Литовской ССР в 1983 г. по предложе-
нию авторов был применен следующий вид свайного
фундамента (рис. 1.13) [32]; кольцевой монолитный же-
лезобетонный фундамент, воспринимающий нагрузку от
— 20 —

Рис. 1.13. Узел кольцевого
свайного фундамента
/ — щебеночная подушка;
2 — бетонная подготовка;
3 — кольцевой железобетон-
ный фундамент; 4 — моно-
литный ростверк; 5 — сваи
стенки резервуара и через щебеночную подушку, бетон-
ную подготовку, монолитный железобетонный ростверк
и жестко заделанные в нем сваи (расположенные в два
ряда) передающий эту нагрузку на плотные малосжи-
маемые грунты. Этим достигалось уменьшение неравно-
мерности осадки основания под стенкой резервуара.
Геодезические наблюдения, проводимые за обоими ре-
зервуарами во время гидравлического испытания нагруз-
кой на основание 0,18 МПа, показали, что средняя осад-
ка стенки резервуаров составила 24 мм, максимальная —
30 мм, а наибольшая разность осадок стенки — 17 мм.
Проведенные расчеты позволили предположить, что сред-
няя осадка стенки при дальнейшей эксплуатации резер-
вуара увеличится не более чем в 2 раза, а разность осадок
не более чем на 50%. Предложенный вариант кольцево-
го фундамента позволил более чем на 55 тыс. руб. умень-
шить сметную стоимость строительства одного резервуа-
ра по сравнению с принятым первоначально традицион-
ным вариантом свайного фундамента под всем пятном
застройки.
В последние годы в Индии и ряде других стран про-
водились исследования фундаментов в виде столбов из
щебня, сооруженных в слабых глинистых грунтах. Ис-
следования показали, что значительное уменьшение осад-
ки наблюдается только тогда, когда колонны из щебня
располагаются достаточно близко друг к другу (на рас-
стоянии 5 диаметров колонн) и сооружаются на всю глу-
бину сжимаемого слоя [37]. Колонны из щебня были
— 21 —

Таблица 1.3
Показатели	Колонны из щебня	Насыпной фундамент
Размеры резервуара, м: диаметр высота Средняя осадка края, см	34,2 16,5 14,6—17	39 16,5 27,2
использованы для укрепления слоев слабой илистой гли-
ны толщиной 4 м, покрывающей слой песка. Сравнение
осадок резервуаров при использовании такого вида фун-
дамента и без них приведено в табл. 1.3.
Такой же тип фундаментов был использован и при
строительстве шести резервуаров с высотой стенки 12 м,
диаметрами от 13,5 до 33,6 м на уже упоминавшейся пло-
щадке в устье р. Тис в Англии. Технология изготовле-
ния таких фундаментов состояла в следующем. В шурфы
сечением 2><1 м, отрытые по сетке 5X5 м до глубины
4 м, засыпали шлак и уплотняли его вибрированием. По
верху столбов устраивали гравийную подушку толщиной
60 см, которую уплотняли послойно катками и покрыва-
ли слоем асфальтобетона. Средняя осадка края резерву-
аров на этих фундаментах составила 13—19 см, а наи-
большая неравномерность осадки по контуру не превы-
сила 4,5 см. Описанная конструкция трудоемка в испол-
нении и применять ее целесообразно только на площадках
с низким уровнем подземных вод, а также при нали-
чии плотных грунтов, способных удерживать вертикаль-
ные стенки шурфов. При этом необходимым условием
является механизация работ по разработке шурфов, по-
этому они должны иметь круглое сечение [31].
4. Конструкции фундаментов при строительстве
резервуаров в сложных геологических условиях
Фундаменты в виде развитых по глубине подпорных
стенок позволяют обеспечить устойчивость слабых грун-
тов основания под резервуаром и предотвратить выпор
и боковые перемещения грунта. В США разработан и ис-
пользован при крупномасштабном эксперименте фунда-
мент колоколообразной формы, выполненный из моно-
литного железобетона, под резервуар диаметром 40 м
— 22 —

(рис. 1.14,а). Фундамент имел глубину заложения 2,7 м,
а край подошвы выступал за пределы стенки резервуара
на 4 м. Такой фундамент работает как подпорная конст-
рукция и позволяет существенно уменьшить осадку под
стенкой. Это объясняется тем, что осадки поверхности
основания, загруженного гибкой нагрузкой круглой фор-
мы, быстро затухают по мере удаления от края. Кроме
того, фундамент располагается так, что на осадку под
ним в основном влияет вес жидкости. Как показали на-
блюдения, осадка такого фундамента меньше, чем у фун-
даментов обычного типа, однако стоимость описывае-
мого фундамента довольно высока.
Металлический шпунт кольцевой формы (рис. 1.14, б)
был применен под резервуар, в основании которого за-
легала прослойка слабого грунта. Однако уменьшить
осадку с помощью шпунта не удалось. Установлено, что
применение шпунтовых стенок нерационально.
При большой толще слабых грунтов для предотвра-
щения значительных неравномерных осадок естествен-
ных оснований целесообразно увеличивать жесткость
кольцевого фундамента. С этой целью может быть ис-
пользован массивный ленточный железобетонный фунда-
мент под стенку резервуара [32], который обеспечивает
достаточную жесткость конструкций по окружности (рис.
1.15). Высота фундамента определяется из условия за-
глубления подошвы ниже границы сезонного промерза-
ния грунта. Для уменьшения высоты фундамента целе-
сообразно над ним устраивать промежуточную щебе-
ночную подушку, обеспечивающую передачу нагруз-
ки от резервуара на фундамент. Так как нагрузка на
такой фундамент мала, то площадь его поперечного се-
чения может быть сравнительно небольшой. По сторо-
нам фундамент обсыпают непучинистым материа-
лом.
При развитии больших неравномерных осадок по кон-
туру такой фундамент дает возможность выровнить край
резервуара. С этой целью под просевшей частью резер-
вуара в щебеночной подушке выполняют приямок и ус-
танавливают подъемное устройство (например, домкрат),
впирающийся на железобетонный фундамент. После
ПОДЪсма края резервуара на необходимую отметку подъ-
емное устройство снимают и приямок засыпают [6]. Ис-
пользование сборных железобетонных элементов позво-
ляет снизить объем мокрых процессов при производстве
— 23 —

Рис. 1.14. Конструкции фундаментов для слабых грунтов
/ — цементная стяжка; 2 — резервуар; 3 — песчаная подушка; 4 —кольцевой
железобетонный фундамент; 5 — шпунтовая стенка
Рис. 1.15. Ленточный
фундамент под ре-
зервуар
/ — противопучин-
ная засыпка; 2 — по-
душка из щебня; 3—
резервуар; 4 — коль-
цевой фундамент
Рис. 1.10. Усиление
узла примыкании
стенки к днищу
1 — песчаная подсып-
ка; 2 — раскосы; 3 —
железобетонное
кольцо; 4 — стенка;
5 — днище; 6 — осно-
вание
работ и значительно повысить производительность тру-
да на работах нулевого цикла.
При заполнении резервуаров больших объемов в ме-
сте примыкания стенки к днищу возникает узловой мо-
мент, достигающий значительной величины и влияющий
на напряженно-деформированное состояние днища и ос-
— 24 —

новация под ним. Для уменьшения крутящего момента
и увеличения жесткости узла «стенка — днище» следует
применять железобетонное кольцо, устроенное по внеш-
нему контуру стенки резервуара совместно с металличес-
кими ребрами жесткости в виде раскосов (рис. 1.16).
Число раскосов определяется конструктивно или расче-
том в зависимости от объема резервуара.
Таким образом, в современной строительной практи-
ке используется большое количество типов фундаментов
под резервуары. Выбор наиболее рационального типа
зависит от объема резервуара и конкретных инженер-
но-геологических условий. При этом характерным явля-
ется стремление использовать фундаменты на естествен-
ном основании как наиболее дешевые с полным или ча-
стичным отказом от свай под днищем резервуара.
5. Методы подготовки искусственных оснований
под резервуары
При строительстве резервуаров на площадках, сло-
женных мощной толщей слабых грунтов, возникают зна-
чительные неравномерные осадки основания, что суще-
ственно влияет на дальнейшую эксплуатацию резервуа-
ров. Например, в порту г. Фао (Ирак) [1, 2] группа
резервуаров объемом по 20 тыс. м3 в течение нескольких
лет эксплуатировалась при половинном заполнении вви-
ду опасности потери устойчивости и значительных нерав-
номерных осадок основания. Поэтому при строительстве
резервуаров на слабых грунтах применяют специальные
подготовки основания.
В качестве одного из относительно часто применяе-
мых методов уплотнения грунтов основания и улучше-
нии их строительных свойств используется предваритель-
ное (иногда частичное) наполнение резервуара. Этот
способ достаточно прост и дешев, так как полезная на-
грузка резервуаров на основание значительно превыша-
ет нагрузку от веса строительных конструкций и может
fthni. быстро приложена и снята. В настоящее время этот
Способ еще не нашел широкого применения в отечествен-
ной практике. Отсутствуют разработанные и обоснован-
ны! методики в союзных, региональных и ведомствен-
ных нормах, а предложения отдельных специалистов
||0, И| по режимам заполнения резервуаров при гид-
рвнлпческом испытании и срокам выдержки при полной
— 25 —

Рис. 1.17. Осадки резервуара в период гидроиспытаний при многократ-
ном заполнении водой
1 — осадки по периметру; 2 — осадки в центре днища
нагрузке не всегда выполняются монтажными и эксплу-
атационными организациями.
За рубежом такой способ уплотнения основания ис-
пользуется довольно широко. Так, в Польской Народной
Республике уплотнение грунтов основания весом жидко-
сти в резервуаре предусмотрено ведомственными норма-
ми [65].
В штате Миссисипи (США) при строительстве нефте-
очистительного завода на площадке, сложенной большой
толщей слабых грунтов, было применено уплотнение ос-
нования способом предварительного заполнения резер-
вуаров. Это позволило сократить стоимость фундаментов
на 1 млн долл, по сравнению со свайным вариантом.
Специальная методика загружения резервуаров бы-
ла принята для сооружения более 50 резервуаров одного
из заводов в Западной Европе. Все работы были завер-
шены за 6 мес и обошлись в 900 тыс. долл. Стоимость
свайных фундаментов в этом случае составила бы 5 млн.
долл. На рис. 1.17 отражены результаты измерений осад-
ки одного из этих резервуаров при уплотнительном на-
полнении. Режим наполнения состоял в следующем. Ре-
зервуар, имеющий диаметр 15,5 м и высоту стенки 12 м,
первоначально был заполнен на отметку 2,7 м. Если дан-
ные измерений показывали, что скорость развития осад-
ки не превышала 12 мм в сутки на протяжении 3 сут, то
— 26 -

уровень заполнения продолжали поднимать со скоро-
стью 0,3 м в сутки. Такой режим нагружения обеспечивал
устойчивость основания и сравнительно быстрое запол-
нение резервуара до верхней отметки. При проведении
программы загружения проводились многократные вы-
равнивания стенок резервуаров поддомкрачиванием
и подбивкой цементного раствора.
При строительстве резервуара диаметром 44 м с вы-
сотой стенки 14,6 м в районе г. Антверпена (Бельгия) на
площадке, сложенной илом, было рассчитано, что про-
должительность выдержки заполненного резервуара дол-
жна составить 6 мес. Для ускорения консолидации ос-
нования были использованы картонные дрены, которые
размещались в плане по сетке 2\2 м на глубину до
10 м. Заполнение резервуара производилось с измерени-
ем развития осадки и порового давления. Результаты на-
блюдений показали, что осадка основания под стенкой
за 5 мес выдержки нагрузки была равномерной и достиг-
ла в среднем 66 см.
Интересный способ уплотнения основания был ис-
пользован в Японии. Грунт основания окончательно уп-
лотнялся после сооружения корпуса резервуара. В каче-
стве временного днища применялась поливинилхлорид-
ная пленка, которую укладывали на основание и приклеи-
вали к стенкам. Резервуар на 20—25 дней заполняли
водой. После слива воды и удаления пленки поверхность
основания исправляли и монтировали днище.
Целесообразность применения способа предваритель-
ного уплотнения основания весом воды в резервуаре от-
мечается во многих работах отечественных и зарубеж-
ных специалистов и исследователей. Необходимо отме-
тить, что при относительно малой стоимости указанный
метод сопряжен с определенными технологическими
трудностями и занимает много времени, поэтому его ис-
пользование целесообразно при наличии резерва вре-
мени.
Заслуживает внимания метод уплотнения основания
глубинным водопонижением, использованный в 1974 г.
при строительстве группы резервуаров вместимостью
00 тыс. м3 (D=73m; Н = 22 м) в Нидерландах [51].
Н районе морского порта г. Роттердам резервуарный
Пирк был размещен на площадке, поднятой гидронамы-
йом на 4—5 м. Под намывным песком залегали рыхлые
пески, слой торфа переменной толщины, текучепластич-:
— 27 —

ные морские глины, морской ил. Осадки резервуаров на
естественном основании по расчету составили от 0,5 до
1 м при разности осадок отдельных точек по краю осно-
вания 0,4—0,6 м, что было признано недопустимым. В ка-
честве вариантов устройства основания были рассмот-
рены набивные песчаные сваи, уплотнение грунта сбра-
сыванием тяжелых трамбовок, предварительное
уплотнение основания временной насыпью и уплотнение
методом глубинного водопонижения. Последний вариант
был использован на трех резервуарах и показал себя
эффективным.
В состав водопонизительной установки входили де-
вять колодцев-скважин, одна из которых расположена
в центре основания, остальные — по краю. Наибольшее
понижение уровня подземных вод составило 8 м, откач-
ка производилась до начала строительства и в период
гидравлического испытания. Дополнительно на террито-
рии строительной площадки были устроены песчаные
сваи-дрены по сетке в плане 3x3, длиной 15 — 20 м.
В период проведения водопонижения и испытания про-
изводились измерения порового давления и фиксирова-
лись осадки поверхности основания до монтажа, в пери-
од испытания и после слива воды. Некоторые результа-
ты измерений отражены в табл. 1.4. Из данных таблицы
Таблица 1.4
Номер резервуара	Осадка, мм	
	от водопонижения |	общая после испытания
868	150—230	380-480
869	130—250	280—500
870	150-250	230—400
следует, что только от водопонижения осадка оснований
достигла 130—250 мм, а после испытательного налива
накопленная осадка достигла 90 % конечной осадки.
Оседание основания под стенкой было неравномерным,
поэтому после окончания испытательного налива было
выполнено выравнивание стенки с помощью домкратов.
В результате проведенных мероприятий основания ре-
зервуаров с плавающей крышей удовлетворяли всем
требованиям, предъявляемым к ним.
Метод глубинного водопонижения как средство уп-
лотнения основания может быть успешно применен на
— 28 —

площадках, на которых имеются слои грунтов, обладаю-
щих достаточно высокой водоотдачей. Этот метод осо-
бенно эффективен при строительстве резервуаров в ус-
ловиях сурового климата, поскольку откачку воды можно
осуществлять круглый год из слоев грунтов, расположен-
ных ниже границы сезонного промерзания.
На той же площадке в Роттердаме основание одного
из резервуаров было уплотнено весом пасыпи высотой
4—5 м. Выдержка нагрузки до начала монтажа и опыт-
ного наполнения резервуара составила 4 недели. Насыпь
выполнена переменной высоты в расчете на изменение
мощности слоя торфа с тем, чтобы осадка поверхности
была равномерной. Суммарная осадка участка по краю
днища в период возведения и выдержки насыпи достигла
12 см, от водопонижения—18 см, а после срезки насы-
пи, монтажа и гидравлического испытания резервуа-
ров — 36 см. Эти данные показали, что воздействие
пасыпи было эффективным, однако на данной пло-
щадке без этого мероприятия можно было обойтись,
поскольку уплотнение водопонижением было достаточ-
ным.
Следует отметить, что метод уплотнения основания
насыпью может дать положительный эффект, если соз-
данная при этом пригрузка в 1,5—2 раза превышает на-
грузку от заполненного резервуара. При подготовке ос-
нований резервуаров больших размеров для этой цели
потребуется использовать насыпи довольно значительной
высоты (до 8—10 м), а период выдержки может соста-
вить несколько месяцев. При этом насыпь потребуется
возводить на площади, большей, чем площадь пятна за-
стройки резервуара, с тем чтобы основание под стенкой
получило необходимое уплотнение. Таким образом, при-
менение этого достаточно эффективного способа сопря-
жено с большим объемом земляных работ, что особенно
мгруднительно в районах с суровым климатом и про-
должительным морозным периодом.
Методы уплотнения грунтов оснований резервуаров
получают наибольшую эффективность, если они осуще-
ствляются в сочетании с вертикальным дренированием.
В Я нонин, Нидерландах, Швеции, США и других стра-
нах используются специальные механизмы и технологи-
ческие приемы, позволяющие устраивать вертикальные
дрены из картона и пластика, а также песчаные дрены-
свйн н различных грунтовых условиях.
— 29 —

В настоящее время в Советском Союзе при подготов-
ке оснований из просадочных грунтов широко применяет-
ся метод уплотнения тяжелыми трамбовками [20]. За
рубежом этот метод имеет большое распространение при
уплотнении намывных песчаных грунтов, насыпных гли-
нистых грунтов, каменных набросок и т.п. Так, в 1972—
1974 гг. в Швеции при подготовке оснований ряда соору-
жений, успешно применялось трамбование сбрасыванием
груза весом 400 кН с высоты 40 м. Такой метод подготов-
ки оснований рассматривался как конкурентоспособный
вариант при строительстве группы крупных резервуаров.
По инициативе Уфимского нефтяного института [11]
в опытном строительстве было использовано закрепление
грунтов оснований резервуаров инъецированием химичес-
ки активных веществ, в частности электрохимическое за-
крепление раствором хлористого кальция. Этот метод
весьма дорог, и его применение на площадках, сложен-
ных слабыми грунтами на значительную глубину, по-ви-
димому, малоперспективно. В 1970 г. в районе г. Гроз-
ного было произведено термическое закрепление грунта
основания на глубину до 10 м в просадочном слое лесса
мощностью 16—18 м. В дальнейшем на этом основании
был возведен резервуар с плавающей крышей вместимо-
стью 50 тыс. м3, осадки которого (в том числе и неравно-
мерные) были невелики.
Искусственные основания в виде песчаных или грун-
товых подушек (взамен местных грунтов) широко ис-
пользуются при устройстве различных типов фундамен-
тов под резервуары. Обычно толщина песчаных подушек
под резервуары не превышала 1 м. В районах Западной
Сибири толщина подушек значительно увеличена в свя-
зи с необходимостью замены покровного торфа, заторфо-
ванных грунтов, а также пучинистых грунтов на всю глу-
бину сезонного промерзания.
Вместе с тем следует отметить, что в Советском Сою-
зе искусственные основания применяются реже, чем
позволяют грунтовые условия. Вследствие этого приме-
няются дорогие свайные фундаменты, устройство кото-
рых значительно увеличивает стоимость строительства.

Глава 2. ОСНОВАНИЯ РЕЗЕРВУАРОВ
С ИСКУССТВЕННЫМ ОГРАНИЧЕНИЕМ БОКОВЫХ
ПЕРЕМЕЩЕНИЙ ГРУНТА
Техническое обоснование конструктивного решения
и область его эффективного использования
С точки зрения обеспечения минимальных средних
й неравномерных осадок резервуаров в сложных инже-
нерно-геологических условиях свайные фундаменты яв-
лнются самыми приемлемыми. Удобны они также и тем,
чго позволяют сооружать фундаменты практически круг-
логодично с полной механизацией процесса производст-
ве работ.
Вместе с тем известно, что стоимость свайного фун-
дамента, состоящего из свайного поля, сваи в котором
объединены поверху монолитными ростверками с уло-
женными на них железобетонными плитами, оказывается
выше стоимости конструкций самого резервуара. Поэто-
му во всех случаях использования свай необходимо стре-
миться к тому, чтобы уменьшить их число в фундаменте,
сакоиомив тем самым цемент и металл, и одновременно
обеспечить безопасность работы резервуара на весь пе-
риод его эксплуатации. О том, как высок расход свай
В фундаментах стальных вертикальных резервуаров, мо-
жно судить по табл. 2.1, составленной В. Б. Галеевым
|12|.
Уменьшение числа свай и увеличение расстояния ме-
жду ними закономерно ведет к увеличению толщины мо-
нолитного ростверка и к ликвидации той выгоды, кото-
рой была получена за счет использования свай повышен-
ной несущей способности.
Поиск путей экономии материалов, идущих на устрой-
Таблица 2.1
Несущая гПисобность ennft, кН	Расстояние, м		Число свай для резервуаров	
	между ряда- ми свай	между сваями	РВС-5000	РВС-10 000
200	1,5—2	1	368	726
.400	1,5—2	1,4	258	525
400	1,5—2	1,9	187	417
500	1,5—2	2,3	147	370
— 31 —

ство фундаментов резервуаров, должен быть, по нашему
мнению, направлен на изучение характера и причин де-
формирования грунта по глубине их основания.
Днище резервуаров представляет собой абсолютно
гибкую конструкцию, вследствие чего деформации грун-
та по глубине основания будут отличаться от деформа-
ций, происходящих при нагружении жестких фундамен-
тов.
Закономерности развития послойных деформаций
грунта под жесткими фундаментами достаточно полно
изучены и хорошо освещены в технической литературе.
Эти же закономерности при нагружении гибких фунда-
ментов (типа днищ резервуаров) в сильносжимаемых
грунтах изучены крайне недостаточно. Данное обстоя-
тельство может быть объяснено тем, что проведение
необходимых замеров в основании резервуаров пред-
ставляет сложную техническую задачу, которая до на-
стоящего времени практически не решена.
В то же время изучение материалов наблюдений за
деформациями грунтов в основаниях резервуаров, про-
веденных различными авторами, свидетельствует о зна-
чительном влиянии горизонтальных перемещений грун-
тов на осадку резервуаров в сильносжимаемых грунтах
[61]. Так, в частности, представленные на рис. 2.1 ре-
зультаты замеров горизонтальных перемещений грунтов
на различной глубине основания при нескольких этапах
его загружений были получены при наблюдении за
осадками резервуаров с плавающими крышами диамет-
ром 38,4 м и высотой 14,6 м. Эти замеры свидетельству-
ют о значительных горизонтальных перемещениях, раз-
вивающихся по мере увеличения нагрузки на основание
резервуара. Максимальные их величины были зафик-
сированы на глубине около 5 м от поверхности и соста-
вили на конец испытаний 19,5 см при максимальной
величине вертикальной осадки на этот момент, равной
27,5 см. Таким образом, можно предположить, что зна-
чительная часть осадки резервуара произошла за счет
отжатия грунта из массива основания резервуара в го-
ризонтальном направлении.
О том, что такая связь существует, свидетельствует
зависимость развития горизонтальных перемещений от
нагрузки, построенная для одного из резервуаров. Как
видно из рис. 2.2, характер указанной зависимости ана-
логичен зависимостям осадки жестких фундаментов или
- 32 —

штампов от нагрузки. Эти сведения можно дополнить
данными, полученными при уплотнении слабых грунтов
песчаными дорожными насыпями, поскольку их жест-
кость, так же как и жесткость резервуаров, не оказыва-
ет влияния на распределение вертикальных перемеще-
ний поверхности основания [55]. Из этих данных следу-
ет, что на первых этапах загружения оснований насыпей
наблюдается резкое увеличение осадки, в то время как
горизонтальные перемещения незначительны. После пре-
вышения определенных значений нагрузки (различной
в каждом отдельном случае) горизонтальные переме-
щения начинают резко возрастать. Осадка в этот пери-
од происходит, очевидно, не столько за счет уплотнения
3—88	— 33 —

грунтов в основании насыпи, сколько за счет выдавли-
вания грунта в горизонтальном направлении.
Проведенные исследования подтверждают эффектив-
ность применения конструктивных мероприятий, огра-
ничивающих возможность проявления горизонтальных
перемещений в целях снижения общей и неравномерных
осадок резервуара. В ряде зарубежных стран (США,
Японии, Италии) применялись фундаменты (кольцеоб-
разные стенки, металлические шпунтовые стенки, стена
в грунте), полностью прорезающие толщу слабых грун-
тов. Такие фундаменты обеспечивают устойчивость ос-
нования резервуара, предотвращают выпор и боковые
перемещения грунта из-под стенок и днища резервуара
и, тем самым, уменьшают осадку.
Стоимость фундаментов типа стена в грунте и шпун-
товых стенок зависит от толщины слабого слоя грунта
и может оказаться чрезвычайно высокой при больших
напластованиях, как это характерно, например, для неф-
теносных районов Среднего Приобья. Поэтому эти типы
фундаментов пока пи в нашей стране, ни за рубежом не
нашли широкого применения.
В связи с вышеизложенным НИИОСПом Госстроя
СССР совместно с ПТФ Сиборггазстрой Миннефтегаз-
строя СССР был предложен и реализован более эффек-
тивный способ устройства кольцевой стенки вокруг ре-
зервуара [3].
По этому предложению кольцевая стенка состоит из
забивных железобетонных призматических свай длиной
0,6—0,7 высоты резервуара, прорезающих лишь верх-
нюю толщу слабых грунтов. Сваи забивают на расстоя-
нии трех диаметров свай друг от друга или в шахмат-
ном порядке. Поверху они объединяются монолитным
железобетонным ростверком. Внутренний диаметр коль-
цевого ростверка должен превышать наружный диаметр
резервуара и заполняться послойно уплотняемым пес-
ком с толщиной слоя 1 м. Отметка низа железобетонно-
го ростверка должна быть ниже отметки низа стенки
резервуара на величину не менее 1,2 его расчетной осад-
ки. Глубина свайного кольца назначается из условия,
чтобы она была несколько ниже установленного рядом
исследователей уровня максимальных горизонтальных
перемещений грунта. В таком случае ограничение боко-
вых перемещений должно способствовать уменьшению
общей осадки резервуара.
— 34 —

2. Экспериментальные исследования деформаций
оснований резервуаров на моделях и в натурных
условиях
М. В. Валюрой, М. Н. Окуловой (1967) и Г. М. Бор-
ликовым-(1975) исследованы особенности развития го-
ризонтальных перемещений в сложенных песчаными
грунтами и суглинками основаниях жестких штампов.
Выявлено, что доля горизонтальных перемещений в об-
щей осадке штампа колеблется от 40 до 65 %. Введение
в основание ограничительных цилиндрических оболочек
не только уменьшало осадки основания, но и значитель-
но повышало его несущую способность. Однако разви-
тие горизонтальных перемещений под гибкими штампа-
ми в сильносжимаемых грунтах и их влияние на общую
осадку оставались до сих пор неизвестными. Исследова-
ние данной задачи имеет большое практическое значение
для уточнения расчетной схемы при определении оса-
док и выборе рациональных типов оснований и фунда-
ментов под резервуары.
Экспериментальные исследования работы оснований
под гибкими штампами проводились в НИИОСПе. Ло-
ток представлял собой двухсекционную емкость разме-
ром Зх 1X1,5 м. Один из больших отсеков предназначен
для укладки грунта при подготовке основания. Дру-
гой отсек, наполняемый водой, системой труб и задви-
жек соединен с грунтовым отсеком и служит для поддер-
жания постоянного уровня воды при исследованиях,
проводимых на водонасыщенных грунтах. Для лабора-
торных опытов была изготовлена модель резервуара
диаметром 48 см, площадью 1962 см2. Крупномасштаб-
ные полевые эксперименты велись с моделями диамет-
ром 125 см и площадью 12 260 см2. В качестве днища
резервуара использовалась эластичная резина толщи-
ной 2—3 мм.
Равномерно распределенная нагрузка на основание
передавалась с помощью сжатого воздуха, закачивае-
мого внутрь модели компрессором или насосом. Подъ-
ему модели вверх при закачивании воздуха препятство-
вал гидродомкрат, который с одной стороны опирался
на модель резервуара, а с другой — на анкерную балку,
поддерживаемую опорными системами.
В качестве обоймы вокруг резервуара в лаборатор-
ных опытах использовались цельные кольца, изготовлен-
3*	- 35 -

Рис. 2.3. Средние
осадки периметра
моделей резервуаров
при вагрузке и раз-
грузке
/ — опыты 1—3; // —»
опыты 4 и 5
2.3
2.4 2.5
Рис. 2.4. Горизон-
тальные перемеще-
ния грунта в основа-
ниях моделей резер-
вуаров при нагрузке
1 — при давлении
0,02 МПа; 2 — то же,
0,04 МПа; 3 — то же,
0,06 МПа; / — песок;
// — торф; JII — су-
глинок
Рис. 2.5. Горизон-
тальные перемеще-
ния грунта в основа-
нии резервуара
/ — при давлении
0,075 МПа;	2—-то
же, 0,083 МПа; 3 —
то же, 0,14 МПа; 4—
то же, 0 МПа

ные из листового железа толщиной 1 мм и высотой
0,25 D; 0,5 D и 1 D. В полевых опытах вокруг резервуа-
ра устраивалась кольцевая стенка из моделей деревян-
ных забивных свай площадью сечения 25X25 мм и дли-
ной 1300 мм. Для измерения вертикальных и горизон-
тальных перемещений применялись глубинные винтовые
марки специальной конструкции.
Основание моделей резервуаров по последовательно-
сти напластований подготавливалось аналогично тем
основаниям, которые встречаются в реальных условиях,
например в нефтепромысловых районах Западной Си-
бири. Сверху вниз оно состояло из следующих слоев:
песок мелкий, уплотненный водой, заливаемой с поверх-
ности, и легким трамбованием; торф среднеразложив-
шийся, водонасыщенный; суглинки мягкопластичные
водонасыщенные.
По результатам наблюдений были построены и изу-
чены зависимости изменения средней осадки контура
моделей резервуаров при различных ступенях загруже-
ния. Из рис. 2.3 следует, что по мере возрастания
нагрузки средние осадки моделей резервуаров на осно-
ваниях без ограничения горизонтальных перемещений
грунтов резко увеличиваются. Применение мероприятий,
ограничивающих перемещение грунтов в горизонталь-
ном направлении, позволило значительно уменьшить
среднюю осадку контура. Наибольшее уменьшение сред-
ней осадки при глубине кольцевой обоймы 0,8 D соста-
вило 53%, а при глубине кольца, равной 0,5 D, — 40 %
осадки основания без ограничивающего кольца.
При проектировании резервуаров с ограничением го-
ризонтальных перемещений грунтов в реальных услови-
ях стоимость подготовки основания и устройства фунда-
мента в значительной степени будет зависеть от длины
свай, используемых в кольцевой обойме. Для резервуа-
ров, размеры которых, например, составляют V—
=5000 м3, /7=12 м и D=23 м, а глубина кольцевой
обоймы равна 0,7—0,8 0, длина забивных свай, входя-
щих в обойму, составит 16—18 м. Естественно, это при-
ведет к резкому удорожанию стоимости устройства осно-
вания.
После снятия действующего на днище модели давле-
ния были замерены остаточные деформации грунтов ос-
нования. Результаты сопоставлений указывают на опре-
деляющую роль остаточных деформаций в общей осадке
— 37 —

моделей. В основаниях с ограничением горизонталь-
ных перемещений и без него они составляют в среднем
85—90 % общей осадки, что свидетельствует о высоком
эффекте уплотнения грунтов оснований, сложенных
сильносжимаемыми грунтами (в том числе с торфяны-
ми прослойками), действующими нагрузками.
Общий характер развития горизонтальных переме-
щений грунтов основания- анализировался на основе
результатов наблюдений за перемещениями марок под
действием нагрузок, переданных через гибкое днище
модели (рис. 2.4).
Под днищем модели (под ее вертикальной стенкой)
при увеличении давления форма эпюры изменяется от
слегка до резко выпуклой. При этом максимальное зна-
чение горизонтальных перемещений было отмечено на
глубине 0,2 D модели от поверхности основания. Кроме
того, было установлено, что характер этих эпюр форми-
руется сразу же при загружении основания первой сту-
пенью нагрузки и в последующем практически не изме-
няется. Очевидно, что на формирование осадки модели
резервуара значительно влияют горизонтальные переме-
щения, происходящие в верхней точке основания. На-
блюдения за развитием горизонтальных перемещений
по глубине основания под стенкой модели резервуаров
согласуются с данными, полученными для резервуаров
натурных размеров. Так, в частности, исследованиями
[39] в основании резервуара диаметром 67 м макси-
мальные значения горизонтальных перемещений грунтов
отмечались на глубине 10 м и составили 19,2 см при
осадке резервуара по периметру 73,8 см (рис. 2.5).
Анализ результатов наблюдений за развитием гори-
зонтальных перемещений по глубине основания (как
в полевых, так и в натурных условиях) свидетельствует
о концентрации оснований части перемещений на глуби-
не 0,13—0,2D под вертикальной стенкой. Принимая во
внимание данное обстоятельство, следует учитывать,
что глубина кольцевой обоймы под резервуаром в ре-
альных условиях не должна превышать 0,3 D резервуа-
ра. Необходимо также отметить, что в определенных
случаях на выбор глубины кольцевой обоймы могут по-
влиять еще и инженерно-геологические условия площад-
ки строительства.
Обобщая проведенные опыты, можно с уверенностью
сказать, что введение кольцевой ограничивающей обой-
- 38 —

мы снижает роль горизонтальных перемещений в фор-
мировании общей осадки резервуара и тем самым умень-
шает ее величину.
Предложенный тип основания был реализован в ус-
ловиях опытного строительства в районе Самотлорского
месторождения нефти. На этой площадке проводились
натурные исследования осадок четырех металлических
резервуаров с вертикальными стенками РВС-5000.
В геолого-литологическом строении площадки прини-
мают участие верхнечетвертичные и современные аллю-
виальные болотные и техногенные отложения. В разрезе
площадки выделено несколько инженерно-геологических
слоев, залегающих сверху вниз в следующем порядке:
насыпной песчаный грунт—1,5—2 м; торф —0,8—1 м;
суглинок тугопластичный и суглинки мягкопластичные
общей толщиной слоя 11—12 м. Основные физико-меха-
нические свойства грунтов площадки строительства при-
ведены в табл. 2.2. Гидрогеологические условия площад-
Таблица 2.2
Грунт*
Ф.
град
с, МПа
Е,
МПа
Песчаная подушка
Торф среднеразло-
жившийся, водона-
сыщенный
Суглинок водона-
сыщенный с при-
месью раститель-
ных остатков:
тугопластичный
мягкопластичный
1,77
0,88
Г,98—2
33 1
32 1
41 0,7	21	0,012
41 0,7	20	0,008
5
1
7
5
ки характеризовались наличием на поверхности болотных
и атмосферных вод. Уровень подземных вод установлен
на глубине И м.
В качестве фундаментов резервуаров проектом пре-
дусматривалось устройство сплошного свайного поля,
сваи в котором объединены поверху монолитными рост-
верками и уложенными на них железобетонными плита-
ми. Взамен этого было принято наше решение. Для
кольцевой обоймы использовались железобетонные при-
зматические сваи с размером сечения 30x30 см, длиной
— 39 —

Нм (mi i.'iyftiuiy 0,26/>), забитые в шахматном порядке
диумя рядами с расстоянием между ними 60 см (для
получения наибольшего эффекта уплотнения грунта
в межсвайном пространстве). Диаметр внутреннего ря-
да был равен 24 м. Внутри кольцевого ростверка шири-
ной ПО и высотой 100 см. (рис. 2.6) была уложена пес-
чаная подушка высотой 100—120 см-, уплотненная весом
транспортных механизмов и машин, а также проливкой
водой сверху по всей площади.
Поверх песчаной подушки устраивался гидрофобный
слой с уклоном от центра резервуара к периметру i==
= 0,02 (1 :50). Между кольцевым ростверком и верти-
кальной стенкой резервуара был оставлен зазор 0,2 м,
который обеспечивал свободное перемещение краев дни-
ща относительно кольцевого ростверка при осадке ре-
зервуара (рис. 2.7). При этом сваи, забитые по окруж-
ности резервуара, и кольцевой монолитный ростверк иг-
рают роль жесткой обоймы, препятствующей выпору
грунта из-под днища резервуара и ограничивающей бо-
ковые перемещения основания при нагружении, тем са-
мым уменьшая среднюю осадку основания.
Осадка цилиндрического столба грунта, заключенно-
го в свайное кольцо, под нагрузкой от резервуара про-
исходит в основном равномерно, так как трение столба
грунта по внутреннему контуру кольца практически пол-
ностью снимается в связи с наличием на сваях пленки
воды, образовавшейся при их забивке.
Целью экспериментальных исследований опытных
резервуаров в натурных условиях являлось:
изучение закономерностей деформирования основа-
ния резервуаров в условиях ограничения бокового пере-
мещения грунта при наличии в пределах сжимаемой зо-
ны основания слоя торфа;
исследование влияния режима загружения резервуа-
ра при гидроиспытаниях на характер деформирования
его основания;
определение глубины сжимаемой толщи под верти-
кальными стенками резервуаров;
исследование равномерности осадки контура резер-
вуаров в условиях ограничения бокового перемещения
грунта;
изучение развития осадок резервуаров во времени.
Согласно техническому проекту треста Самотлорпеф-
тепромстрой, загружение резервуаров на сплошном свай-
— 40 —

Рис. 2.6. Основание резер-
вуара с кольцевой ограни-
чительной. обоймой из за-
бивных свай
а — план; б — разрез;	/ —•
резервуар; 2 — сваи; 3 —
ростверк; 4 — песчаная по*
душка
Рис. 2.7. Устройство песча-
ной подушки при использо-
вании кольцевой ограничи-
тельной обоймы
/ — стенка резервуара; 2 —
гидрофобный слой; 3 — пес-
чаная подушка; 4 —сваи
обоймы
Ряс. 2.8. Средние осадки ре-
вервуара по периметру при
нагрузке и разгрузке
— 41 —

ном фундаменте при гидравлических испытаниях долж-
но производиться двумя ступенями нагрузок по
0,06 МПа. Для предложенного нами нового вида осно-
вания мы разработали иную методику.
Перед загружением резервуаров водой технологиче-
ские трубопроводы не были соединены с основными ма-
гистральными линиями, чтобы не вызвать дополнитель-
ных напряжений в местах их соединения со стенкой
резервуара. Резервуар №1 нагружался двумя ступеня-
ми нагрузки по 0,06 МПа, т. е. по методике техничес-
кого проекта. Резервуары № 2,3 и 4 загружались после-
довательно четырьмя ступенями по 0,03 МПа с выдер-
живанием каждой ступени нагрузок до условной стаби-
лизации осадок основания, принятой нами равной
1 мм/сут. После передачи на основание резервуара всей
нагрузки и измерения осадок резервуар опорожнялся
ступенями, в два раза превышающими ступени нагру-
зок при нагружении.
При нронсдеппп экспериментальных исследований
производились наблюдения за перемещениями контура
резервуаров, а также за послойными деформациями ос-
нования под их стенками для определения глубины
сжимаемой толщи основания грунтов. Геодезические
наблюдения велись относительно двух неподвижных ре-
перов в течение всего периода экспериментальных иссле-
дований, а также в течение первого периода эксплуа-
тации резервуаров для определения развития осадок
во времени.
Для измерения перемещений вертикальных стенок
резервуаров в местах их сопряжения с окрайками дни-
ща по всему периметру корпуса прикреплены сваркой
12 стеновых марок из стальных уголков. Для изме-
рения послойных деформаций оснований под стенками
резервуаров были использованы винтовые глубинные
марки, установленные на глубине 2,5, 5, 7 и 11 м от по-
верхности грунта под стенками резервуаров №2 и 3.
Измерение деформаций на глубину до Зм велось с по-
мощью глубинных марок с винтовой лопастью диамет-
ром 80мм, а при глубине более Зм —диаметром 180мм.
Завинчивание марок обеспечивалось обсадными труба-
ми, которые после установки на заданную отметку под-
нимались на 0,1—0,2 м для исключения возможности
их влияния на перемещение винтовых лопастей при за-
гружении.
— 42 —

Таблица 2.3
Номер резервуа» ра	Продол- житель» ность ИС- пытания, сут	Осадка по контуру резервуара, см				
		заполнен» ного	пустого		при пов- торном за- гружен пи ,	при экс- плуатации
		средняя	остаточ- ная	упругая	средняя	средняя
1	24	26,9	24,9	2,0	37,9	-46,1
2	19	20,3	18,2	2,1	26,9	33,5
3	22	16,8	15,8	1	19,4	29,5
4	21	22	20,2	1,8	26,7	31,7
Данные по осадкам всех опытных резервуаров при
первичном и повторном нагружениях, а также в период
их эксплуатации сведены в табл. 2.3. Анализ этих ма-
териалов позволяет отметить следующее. Несмотря
на наличие в основании резервуаров под песчаной поду-
шкой слоя торфа, зависимость осадки от нагрузки
s=f(p) на всем протяжении возрастания нагрузки бы-
ла практически линейной (рис. 2.8). В аналогичных ин-
женерно-геологических условиях для резервуаров без
кольцевой обоймы в зависимости от глубины залегания
кровли торфяного Слоя и ее толщины кривая s = f(p)
показала бы прогрессирующее развитие осадок либо
на первых этапах загружения, либо на последних, что
существенно повлияло бы на ее линейность. Наличие
здесь кольцевой обоймы сыграло положительную роль.
Средние осадки по контуру резервуаров № 2 — 4 после
первичного загружения и соответствующей выдержки
находились в пределах 16,8 — 22 см и только осадка
резервуара №1 составила 26,9 см. По данным Б.Л.Бар-
ского [9] и других авторов, средняя осадка контура ре-
зервуара в аналогичных грунтовых условиях, но с пол-
ной выторфовкой и заменой слоя слабого грунта на уп-
лотненную песчаную подушку составила в среднем
30—50 см.
Сравнение результатов наблюдений за осадками ре-
зервуаров показывает, что введение кольцевой обоймы,
ограничивающей горизонтальные перемещения грунтов
в их основании, снижает осадки контура до 1,6 раза.
Однако, по нашему мнению, среднюю осадку по контуру
резервуара можно значительно снизить, качественно
уплотнив песчаную подушку. Данные о послойных пе-
— 43 —

ремещениях грунта в основании свидетельствуют о том,
что абсолютные и относительные перемещения грунта
в песчаной подушке были чрезвычайно большими. Это
обстоятельство снизило ожидаемый эффект использо-
вания кольцевой обоймы.
Анализ результатов показал также, что на среднюю
осадку резервуара по периметру существенное влияние
оказывает и число ступеней загружения основания
при гидроиспытании. Учитывая это, нами рекомендова-
но при уплотнении оснований резервуаров водой прини-
мать ступени нагрузки Р=0,2Рв (где Рн— нагрузка
на основание при полном заполнении резервуара) с вы-
держкой каждой ступени до условной стабилизации
осадок.
Проведенными исследованиями была отмечена веду-
щая роль остаточных деформаций в формировании об-
щей осадки резервуаров. При первичном загружении
оснований резервуаров до Р=0,12 МПа и последующей
разгрузке усыновлено, что доля остаточных деформа-
ций or общей осадки резервуаров составляет 90—94 %
(ем. табл. 2.3). Это обстоятельство еще раз подтвержда-
ет высокую эффективность предэксплуатационного уп-
лотнения оснований резервуаров при их гидравличес-
ких испытаниях.
Совершенно очевидно, что доля остаточных дефор-
маций в общей осадке резервуара может быть и иной,
чем отмечено в наших опытах.
При повторном загружении до Р=0,12 МПа допол-
нительная осадка составила лишь 14—40 % первичной
осадки. Следовательно, даже однократное уплотнение
позволяет резко снизить осадку резервуара в период
эксплуатации, так как резервуар будет находиться
на достаточно уплотненном основании. Вычисленные
значения модулей деформации оснований резервуаров
после повторного загружения сведены в табл. 2.4.
Как видно из таблицы, модуль деформации грунтов
основания резервуаров при повторном загружении пос-
ле практически полной стабилизации осадок повысился
в 3,95—16,5 раза.
Полученные данные согласуются с рзультатами дру-
гих опытов [18], выполненных со штампами и резервуа-
рами на заторфованных основаниях при их многократ-
ном загружении. Установлено, что после повторного
загружения модуль деформации основания резервуара
— 44 —

Таблица 2.4
Номер резервуара	Модуль деформации, МПа, при нагрузке		
	первичной Et	вторичной Et	
1	4,5	17,8	4
2	4,5	29,1	6,4
3	4,5	74,4	16,5
4	4,5	40	8,9
диаметром 23 м увеличился в 3,8 раза, а диаметром
17 м — в 4,7 раза.
Проведенные исследования на резервуарах с огра-
ничением бокового перемещения грунтов основания по-
казывают, что их повторное загружение вызвало осадки,
которые составили 65—84 % общей осадки, зафиксиро-
ванной после сдачи резервуаров в эксплуатацию (см.
табл. 2.3). Остальные 16—35 % осадки произойдут в те-
чение длительной эксплуатации резервуаров. А это сви-
детельствует о том, что предельные по нормам осадки
не будут превзойдены. Таким образом, высокий эффект
уплотнения сильносжимаемых грунтов основания при
циклическом загружении резервуаров водой наблюдает-
ся также и в предлагаемой нами конструкции. Стабили-
зация осадок во времени в этом случае происходит на-
много интенсивнее, чем при устройстве фундаментов на
обычных естественных основаниях.
Представляет интерес изменение скорости осадки
по мере нарастания нагрузок в период гидроиспытаний
и во время эксплуатации резервуаров (рис. 2.9). При
первичном загружении основания по мере возрастания
нагрузки скорость осадки увеличивалась и в среднем
равнялась для каждого резервуара 8,4—12,2 мм/сут.
При повторном загружении скорость осадки составляла
1,8—7,3 мм/сут. После сдачи резервуаров в эксплуата-
цию она резко снизилась и в течение 8 мес составляла
в среднем 0,15—0,3 мм/сут, а через 1,2 года — всего
0,06 — 0,16 мм/сут, что свидетельствует о явной стаби-
лизации осадки.
Проведенные нами замеры показали, что еще до за*
гружения основания резервуаров № 1—3 (табл. 2.5)1
по контуру резервуаров имелись смежные точки, раз-
ность отметок которых превышала нормативные значе*
- 45 —

Рис. 2.9. Средние осадки резервуаров по периметру
/ — резервуар Xs 1; 2 —резервуар Xs 2
а)
I	2	3	4	5	6 7	8	9 10 11 П п
।_j__।_I_।__।__।_I_I—I—I—I—I
Рис. 2.10. Отклонение дни-
ща резервуаров от горизон-
тали по периметру
а — резервуар Xs 2; б — ре-
зервуар Xs 3; / — при дав-
лении 0 МПа; 2 —то же,
0,06 МПа; 5 —то же,
0,12 МПа
Рис. 2.11, Относительные
перемещения слоев .грунта
в основании резервуара № 2
/ — при давлении 0,03 МПа;
2 —то же, 0,06 МПа; 3 — то
же, 0,12 МПа

Таблица 2.5
Номер резервуа- ра	Разность отметок, мм, смежных точек контура											
	1 и 2	2иЗ	3 и 4	4 и 5	5 и 6 |	6 л 7	7 и 8	8 н9	9 и 16	10 и 11	И и 12	12 и 1
1	6/27	19/48	25/38	20/39	18/20	9/19	6/14	34/67	18/56	5/20	24/21	4/3
2	19/25	19/25	12/23	15/28	0/5	3/5	21/21	33/52	3/10	19/27	13/15	27/11
3	3/5	21/27	28/38	11/27	37/45	15/18	21/20	32/45	15/28	16/26	4/15	29/26
4	2/7	23/29	28/51	12/41	36/18	12/12	26/20	25/39	18/33	13/44	22/65	27/38
Примеч	аннё< Пе$	>ед чертой	приведена	разность	отметок	точек до	загружен!	вя, за чер	той — пос;	те загруж!	ения.	
Таблица 2.6
Номер резервуара	Разность отметок, мм, диаметрально противоположных точек контура					
	1 и 7	|	2 и 8	|	3 и 9	4 и 10	5 и 11	6 и 12
1	74	32	19	56	92	91
2	46	39	13	15	38	38
3	46	46	24	1	27	46
4	106	104	62	5	30	89

ния в 1,1 —1,2 раза. После загружении резервуаров
на полную высоту разность отметок смежных точек
превышала нормативные величины в 1,04—1,14 раза,
что указывает на уменьшение неравномерности осадок
и эффективность применения ограничивающей обоймы
по контуру резервуара.
Анализ данных наблюдений свидетельствует также
о том, что до загружении резервуаров разность отметок
некоторых диаметрально противоположных точек кон-
тура (кроме резервуара №4) превышает величины, до-
пускаемые нормами, в 1,05—Г,43 раза (табл. 2.6). По-
сле загружения резервуаров на полную высоту в не-
скольких точках разность их отметок превышала допус-
каемые нормами величины в 1,08—1,75 раза.
Как видно из эпюр контуров резервуаров (рис. 2.10)
до и после их загружения, в резервуарах № 2 и 3 про-
фили контура днища при каждой ступени нагрузок до
полного нагружения практически совпадают с положе-
нном до загружения. Это свидетельствует о том, что
профили контуров резервуаров формируются главным
образом при гидравлических испытаниях или в течение
первого года эксплуатации и в последующем изменяют-
ся незначительно.
Очевидно, на формирование значительных осадок
в точках по контуру резервуаров при нагружении совме-
стно влияют как неравномерность положения днища,
которая наблюдается при монтаже днища и уплотнении
песчаной подушки под ним, так и воздействие атмо-
сферных осадок. Следовательно, при монтаже и даль-
нейшей эксплуатации резервуаров необходимо учиты-
вать эти обстоятельства и разработать мероприятия по
качественному уплотнению подушки и защите грунтов
основания от увлажнения атмосферными осадками.
Несмотря на то, что разность отметок точек по кон-
туру резервуаров превышала величины, регламентиро-
ванные нормами, каких-либо повреждений в элементах
конструкций резервуаров не наблюдалось. Данное об-
стоятельство указывает на несколько жесткие требова-
ния наших нормативных документов к неравномерным
осадкам стенок металлических резервуаров с коничес-
кой крышей. Основываясь на наших экспериментальных
данных, можно сказать, что эти требования без всякого
ущерба для эксплуатационной пригодности резервуаров
могут быть изменены в сторону увеличения допускаемых
— 48 —

неравномерных осадок в 1,7—2 раза. Это позволит со-
оружать более экономичные фундаменты под резервуа-
рами и как следствие этого снижать общую стоимость
работ по устройству фундаментов.
Глубина сжимаемой толщи основания сооружения
является одним из важнейших параметров при разра-
ботке методов расчета осадок сооружений. Одним из
наиболее достоверных способов определения глубины
сжимаемой толщи основания является наблюдение за
послойными деформациями грунтов в натурных услови-
ях, что находит широкое применение в практике, осо-
бенно для сооружений больших размеров в плане.
В проведенных исследованиях велись наблюдения за
перемещениями глубинных марок, установленных под
вертикальными стенками резервуаров № 2 и 3, при раз-
личных ступенях нагрузок па основание. Анализ данных
наблюдений показал, что, начиная с первой ступени на-
грузки и до полного загружения резервуаров, в верхней
части основания в пределах 0,3 диаметра днища проис-
ходит значительная концентрация деформаций. Так, под
резервуарами в верхнем слое основания толщиной 7 м
на каждой ступени нагрузки вплоть до полного загру-
жения формируется до 84 % общей осадки соответству-
ющей ступени нагрузки.
Для оценки сжимаемости каждого слоя основания
были построены эпюры относительных перемещений по
слоям. Изменения относительных перемещений слоев
грунта по глубине основания резервуара № 2 показаны
на рис. 2.11. Изучение этих эпюр свидетельствует о том,
что наиболее сжимаемыми являются слои, расположен-
ные в верхней толще основания. Обращает на себя вни-
мание то, что на песчаный слой, залегающий сверху до
глубины 2,5 м, приходилось до 40 % общей осадки осно-
вания, а на располагающуюся ниже его толщу, включа-
ющую торфяную прослойку, — до 35 %. Именно эти за-
меры перемещений грунтов в основании резервуара
позволили выявить недостаточную уплотненность песча-
ной подушки. В последующем, при подготовке новых
проектов устройства оснований резервуаров этому во-
просу стали уделять большое внимание.
Результаты наблюдений за послойными деформация-
ми оснований резервуаров № 2 и 3 указывают на то, что
глубина сжимаемой зоны основания под вертикальными
стенками не превышает радиуса резервуара. Основные
4—88
— 49 —

перемещения грунта концентрируются в верхней зоне и
в основном определяют общую и неравномерную осадку.
В процессе экспериментальных исследований прово-
дились также наблюдения за вертикальными перемеще-
ниями кольцеобразных ростверков по четырем точкам.
Результаты наблюдений показали, что на всех ступенях
нагружения ростверки практически не имели никаких
перемещений. По-видимому, перемещению препятство-
вало трение свай по грунту, а также сопротивление грун-
та по подошве железобетонного кольцевого ростверка.
Предложенное решение основания с ограничением
бокового перемещения грунтов значительно эффективнее
в экономическом отношении по сравнению с основанием
,в виде свайного поля под всем резервуаром. Данный
способ устройства оснований и фундаментов под резер-
вуарами необходимо проектировать в комплексе с при-
менением предэксплуатационного уплотнения грунтов
оснований предварительным нагружением водой.
3. Выбор параметров конструкций, ограждающих
основание
При проектировании кольцевого свайного фундамен-
та принимается следующий порядок:
на основании исходных материалов инженерпо-гео-
логических исследований обосновывают целесообраз-
ность устройства кольцевого свайного фундамента и оп-
ределяют его основные размеры;
определяют глубину погружения свай ограничиваю-
щего кольцевого фундамента;
рассчитывают основания резервуара с ограничением
боковых перемещений грунтов по предельным состоя-
ниям;
рассчитывают прочность свай и ростверка на дейст-
вие моментов и перерезывающих сил.
Конструкция кольцевого свайного фундамента долж-
на включать не менее двух рядов забивных железобе-
тонных свай, погруженных по периметру резервуара
и объединенных поверху железобетонным монолитным
ростверком (см. рис. 2.6).
Сваи кольцевого фундамента следует погружать дву-
мя рядами в шахматном порядке. Диаметр внутреннего
ряда свай (по их осям) D; назначают в зависимости от
— 50 —

наружного диаметра резервуара D, исходя из условия
Dz = £>+1.	(2.1)
Расстояние между смежными рядами свай по оси
в кольцевом фундаменте не должно превышать 2 6 (где
b — ширина свай, м), а расстояние между сваями по
внутреннему ряду рекомендуется назначать равным 3 6.
Сваи внешнего ряда следует располагать на равном
расстоянии от двух смежных свай внутреннего ряда. Го-
ловы свай должны быть заделаны в ростверк на'высоту
не менее 100 мм. Арматура свай надежно соединяется
с арматурой ростверка; бетон монолитного ростверка
должен иметь марку не ниже 200.
Поперечное сечение кольцевого ростверка назначают
по расчету в соответствии с дополнительными требова-
ниями. Пространство внутри кольцевого ростверка за-
полняют уплотненной подушкой. Плотность скелета
грунта в теле подушки по всей площади днища резерву-
ара должна быть не менее 1,6 т/м3. Торф, сильно- исред-
незагорфованные грунты удаляют и заменяют подушкой
из минеральных грунтов.
Для обеспечения свободного перемещения окрайков
днища резервуара относительно кольцевого монолитно-
го ростверка при осадке между внутренней гранью коль-
цевого ростверка и окрайком днища резервуара необхо-
димо оставлять зазор, равный 0,2 м.
При использовании кольцевых свайных фундаментов,
ограничивающих боковые перемещения грунтов в осно-
вании резервуаров, необходимо выполнять проверку
сваи на действие изгибающего момента в месте заделки
сваи в ростверк. Сечение сваи и ее армирование подби-
рают таким образом, чтобы выполнялось условие
Мс<Ми/уп,	(2.2)
где Л1С — расчетный момент в свае в месте ее заделки в ростверк,
кН-м; уп — коэффициент надежности по назначению сооружения,
принимаемый для свай, входящих в состав кольцевого свайного фун.
дамента, равным 1,15; (Ии — допускаемый момент в свае в месте ее
заделки в ростверк, кН м (принимается по табл. 2.7).
Расчетный изгибающий момент в сваях серии 1.011-1
допускается определять по формуле
Mo = 0,0lqRA/n,	(2.3)
где q — давление на грунт под днищем резервура, кПа; R — внутрен-
ний радиус кольцевого свайного фундамента, ограничивающего бо-
ковые перемещения грунта в основании резервуара, м; А — параметр,
4*	- 51 —

м2, зависящий от изгибной жесткости сваи и изменения коэффици-
ента постели грунта основания, резервуара по глубине; п—-число
свай в кольцевом свайном фундаменте.
Таблица 2.7
Марка сваи	Момент, кН’М	II Марка сваи	Момент, кН -м	Марка сваи	Момент, кН-M
СУ	0,11	С12-35	0,32	С12-40	0,47
С9-30	0,15	С13-35	0,4	С13-40	0,57
С10-30	0,2	С15-35	0,5	С15-40	0,68
С12-ЗО	0,26	С16-35	0,6	С16-40	0,8
Значения параметра А для различных марок свай
серии 1.01 Г-1 следует принимать по табл. 2.8.
Таблица 2.8
Марка сван	Сечение сван	Параметр А, м2, цри коэффициенте постели				
		0,25	0,5	1	1,5	2
СУ (до 7 м)	зохзо	8,62	6,53	4,95	4,21	3,75
СУ (до 8 м)	30x30	9,31	7,06	5,35	4,55	4,05
	30x30	9,31	7,06	5,35	4,55	4,05
С	35X35	11,98	9,08	6,88	5,86	5,22
	40x40	14,86	11,26	8,54	7,26	6,47
Продолжение табл. 2.8
Марка сваи	Сечение сваи	Параметр Л, м2, при коэффициенте постели					
		2,5	|	3 1	3,5	|	4	5 1	1 6
СУ (ДО 7 м)	30x30	3,43	3,19	3	2,84	2,6	2,42
СУ (до 8 м)	30x30	3,71	3,45	3,24	3,07	2,81	2,62
	30x30	3,71	3,45	3,24	3,07	2,81	2,61
С	25X35	4,77	4,44	4,17	3,95	3,62	3,37
	40x40	5,92	5,5	6,17	4,9	4,48	4,17
Кроме проверки свай на действие изгибающего мо-
мента в месте заделки их в ростверк следует выполнить
проверку прочности кольцевого ростверка на действие
моментов в месте сопряжения свай с ростверком.
Для большей точности расчетов при подборе площа-
— 52 —

ди сечения свай кольцевого свайного фундамента следу-
ет использовать ЭВМ. Программа таких расчетов для
Широкого диапазона грунтовых условий на языке ФОР-
ТРАН приведена в «Рекомендациях по проектированию
оснований резервуаров с ограничением боковых переме-
щений грунтов» (М.: НИИОСП, 1985).
Глава 3. ОПЫТ СТРОИТЕЛЬСТВА И ЭКСПЛУАТАЦИИ
РЕЗЕРВУАРОВ
1. Сооружение свайных фундаментов резервуаров
При наличии в основании проектируемого резервуа-
ра больших толщ сильносжимаемых грунтов вполне ес-
тественным является желание использовать свайные
фундаменты. Опыт Строительства на свайных фундамен-
тах других промышленных и гражданских сооружений
показывает, что во многих случаях с помощью свай уда-
ется обеспечить необходимые требования по допускае-
мым осадкам таких сооружений. Однако использование
свайных фундаментов при строительстве резервуаров не
всегда приводит к желаемым результатам. К тому же
стоимость таких фундаментов становится сопоставимой
со стоимостью самого резервуара. Надежды на то, что
при использовании свайных фундаментов осадки резер-
вуаров будут незначительными, также не оправдыва-
ются.
Примером этому может служить опыт применения
фундамента из набивных свай системы «Франки» при
строительстве резервуара вместимостью 22 тыс. м3 для
хранения жидкого аммиака [59]. Изотермический резер-
вуар наружным диаметром 41,6 м, высотой 17,4 м рас-
считан на хранение жидкого аммиака при температуре
—34 °C. Резервуар возведен на свайном фундаменте из
217 набивных свай длиной около 34 м, диаметром 0,5 м.
После изготовления всех свай их верхние концы были
объединены железобетонным ростверком толщиной
50 см в центре и 40 см по периметру для обеспечения
уклона. С целью предотвращения возможности промер-
зания грунтов под влиянием отрицательных температур
сжиженного аммиака низ плиты был расположен на вы-
соте около 1 м над поверхностью грунта. Испытания оди-
— 53 —

Рис. 8.1. Свайный фунда-
мент изотермического ре-'
зервуара (Индии)
1 — резервуар;	2 — плита
ростверка; 3 — слабая мор-
ская глина; 4 — плотная
глина
Illllllllllllll

Рис. 3.2. Прогибы плиты
ростверка после гидроиспы-
таний
Рис. 3.3. Фундамент резер-
вуара Р1
1 — резервуар; 2 — железо-
бетонная плита ростверка;
3 —намывной песок; 4 —
пылеватый песок; 5—сугли-
нок ла гунио- морской; 6 —
морские илы; 7 — супесь

ночных свай показали, что при статической нагрузке
0,78 МН осадка сваи не превышала 1,1 мм, а при макси-
мальной нагрузке 1,43 МН —1,63 мм. Упругий подъем
испытанной сваи достигал 0,95 мм после полного снятия
нагрузки. Геологический разрез площадки строительст-
ва и схема фундамента резервуара показаны на рис. 3.1.
Как обычно, перед пуском резервуара в эксплуата-
цию он был испытан заполнением водой, которую нагне-
тали в резервуар со скоростью, соответствовавшей при-
ложению нагрузки на фундамент (2,67МН в день). Пос-
ле того как нагрузка на фундамент достигла 72 МН, па
внешних рядах свай обнаружились трещины, образовав-
шиеся в результате разрушения материала свай. На-
грузка на каждую сваю к этому моменту не превышала
0,33 МН, т. е. составляла всего 43 % проектной нагруз-
ки. Возникшая ситуация не позволила продолжить гид-
роиспытание и было принято решение откачать всю во-
ду из резервуара.
Наличие свободного пространства между поверхно-
стью грунта и низом плиты ростверка позволило прове-
сти тщательные замеры прогиба этой плиты по несколь-
ким диаметральным направлениям. Результаты этих
замеров показали, что за время частичного гидроиспы-
тания прогиб плиты достиг 45 см (рис. 3.2). Поскольку
замеры осуществлялись после полного снятия полезной
нагрузки и восстановления упругих деформаций в плите
ростверка и в грунтах основания, можно предположить,
что прогиб плиты под нагрузкой несколько превышал
указанную выше величину.
Показателен пример строительства двух изотермиче-
ских резервуаров на площадке припортового завода
в северо-западной части СССР. Площадка строительст-
ва расположена на расстоянии 30 м от берега моря, ее
поверхность создана намывом песка из подводных карь-
еров в 1972—1973 гг. Толщина слоя намытого песка
в пределах строительной площадки изменяется от 0,3 до
3,2 м. Под намытым слоем до глубины 120—150 м рас-
положены четвертичные морские отложения, ниже кото-
рых встречены слои нижнего девона. Инженерно-геоло-
гический разрез площадки строительства и схема уст-
ройства свайных фундаментов приведены на рис. 3.3,
а некоторые показатели механических свойств отдель-
ных слоев грунта — в табл. 3.1.
Для низкотемпературного хранения жидкого аммиа-
— 55 —

Таблица 3.1
Грунты	мЙа	МПа	Ф, град	’L
Намывные пески	27	0,002	30	
Морские пески средней плотности, водо-	28	0,002	32	—
насыщенные				
Пески пылеватые	18	0,004	30	——
Ил лагунно-морской		0,01	17	0,6
Суглинки, лагунно-морские	7,2	0,01	17	0,6
Супеси лагунно-морские	15	0,005	20	0,6
Глины ленточные	8	0,015	17	0,4
Суглинки и супеси моренные	46	0,005	27	0,4
ка планировалось строительство двух изотермических
резервуаров вместимостью 40 тыс. м3 каждый, конструк-
ции для которых поставлялись американской фирмой
«Оксидентал петролеум корпорейшн». В связи с жест-
кими требованиями фирмы-поставщика по средним и не-
равномерным осадкам резервуаров было принято реше-
ние о строительстве этих резервуаров на свайных фун-
даментах, в которых были использованы сваи-оболочки
диаметром 1,6 м, длиной 46—48 м. Оболочки погружали
в грунт секциями по 6 м вибраторами. Отдельные сек-
ции соединяли друг с другом с помощью болтовых сты-
ков. По мере погружения оболочки грунт из ее внутрен-
ней полости удаляли с помощью грейфера и после дости-
жения проектной глубины всю внутреннюю полость
заполняли бетоном марки 200.
Расчетная нагрузка на каждую сваю-оболочку была
принята равной 5,88 МН; под каждым резервуаром уста-
новлено по 100 свай-оболочек. Верхняя часть всех свай
в фундаменте объединена монолитной железобетонной
плитой диаметром 42 м, толщиной 0,9 м из бетона марки
300. Как и в предыдущем примере, для предупреждения
промерзания грунта под влиянием отрицательной тем-
пературы сжиженного аммиака между низом плиты
ростверка и поверхностью грунта оставлен воздушный
зазор 1,2 м.
Программа гидроиспытаний резервуаров была со-
ставлена в НИИОСПе им. Н. М. Герсеванова, а геодези-
ческие наблюдения за осадками фундамента выполнены
силами Бюро внедрения НИИОСПа. Результаты наблю-
дений за развитием осадок резервуара позволили вы-
— 56 —

явить, что за период гидроиспытаний средняя осадка по
периметру достигла 55 мм, а после снятия нагрузки
упругий подъем фундамента достиг 17 мм, или 31 %’
средней осадки при нагружении. Аналогичные данные
получены и при гидроиспытании соседнего резервуара,
возведенного на фундаменте такой же конструкции. По-
лученные результаты показывают, что, несмотря на ис-
пользование свайных фундаментов, осадки обоих резер-
вуаров довольно велики и составляют приблизительно
половину осадки su, допускаемой для данной конструк-
ции резервуара на протяжении всего периода его эксп-
луатации. Сопоставление осадок на различных этапах
гидроиспытаний (рис. 3.4) показало, что уже на этом
этапе фактические осадки превысили конечные расчет-
ные величины, а развитие осадки резервуара во времени
имеет незатухающий характер. Это вызвало некоторую
обеспокоенность о дальнейшей судьбе резервуаров, и но
инициативе службы эксплуатации были организованы
систематические наблюдения за дальнейшим развитием
осадок этих резервуаров в период эксплуатации. Про-
грамма наблюдений разработана НИИОСПом, а ее осу-
ществление продолжается до настоящего времени сила-
ми Бюро внедрения этого же института. Наблюдения,
начатые в июле 1981 г., показали, что к концу 1985 г.
средние осадки по периметру резервуара Р1 достигли
101,1 мм, а соответствующие осадки резервуара Р2 —
92,1 мм. Развитие осадок во времени (рис. 3.5) показы-
вает, что фактические осадки периметра резервуара Р1
превысили допускаемую величину, а осадки резервуара
Р2 приближаются к предельно допустимым. Несмотря
на это, эксплуатация резервуаров осуществляется нор-
мально.
Явно выраженная тенденция к затуханию осадок
(см. рис. 3.5) позволяет надеяться на нормальную экс-
плуатацию этих резервуаров в дальнейшем.
На этой же площадке в 1983 г. завершено строитель-
ство двух других резервуаров на свайных фундаментах,
где использованы забивные сваи сечением 30x30 см
и длиной 12 м. Поскольку и эти резервуары предназна-
чались для хранения продукта с низкими температура-
ми, между низом плиты ростверка и поверхностью грун-
та оставлено свободное пространство высотой около
1,8 м для предотвращения промерзания основания. На-
личие этого пространства позволило проследить не толь-
- 57 —

ко за осадками резервуара по периметру, но и за проги-
бом плиты ростверка в процессе проведения гидроиспы-
таний. С этой целью на сваях, расположенных в двух
взаимно перпендикулярных Направлениях, по диаметру
установлены соответствующие геодезические марки, по
которым проводились наблюдения за осадками. Запол-
нение обоих резервуаров водой во время гидроиспытаний
осуществляли в три этапа. Нагрузка на каждом этапе
- 58 -

соответствовала 1/3 полностью заполненного резервуара
и выдерживалась в течение 3—5 сут.
Полностью заполненный резервуар был выдержан
в течение 40 сут, после чего вода из него была удалена.
Данные наблюдений показали, что осадки по периметру,
как и у первых двух резервуаров, достигли расчетных
значений уже в период гидроиспытаний и составили
почти половину допустимой величины.
Полученные результаты свидетельствуют о невысо-
кой эффективности свайных фундаментов в случае их
применения при строительстве резервуаров. Это может
быть объяснено тем. обстоятельством, что при больших
размерах фундаментов в плане сваи, длина которых со-
ставляет обычно 0,25 диаметра, резервуара и менее, ока-
зываются в зоне действия наибольших вертикальных
напряжений в основании резервуара. Поэтому некоторое
уменьшение напряжений за счет увеличения глубины
заложения условного фундамента мало сказывается на
осадке такого фундамента. Применение свайных фунда-
ментов может оказаться даже опасным в тех случаях,
когда на больших глубинах в основании резервуаров
находятся слои более сжимаемых грунтов. Обнаружить
такие слои не всегда возможно из-за технических труд-
ностей, связанных с бурением и отбором образцов грун-
та с больших глубин.
Обычно специалисты полагают, что свайный фунда-
мент с монолитным ростверком представляет собой до-
вольно жесткую конструкцию. Данные о прогибах рост-
верка резервуара, описанного в начале этого раздела,
убедительно опровергают такую точку зрения. Большие
прогибы ростверков свайных фундаментов зарегистриро-
ваны нами и при гидроиспытаниях резервуаров Р7
и Р8 (рис. 3.6).
Многолетней практикой строительства резервуаров
на слабых водонасыщенных грунтах выработано не-
сколько эффективных мероприятий по подготовке буду-
щих оснований к строительству. Основная цель этих ме-
роприятий — уплотнение слабых грунтов до начала
строительства с целью улучшения их физико-механичес-
ких характеристик. Наиболее широко используются три
основных направления:
а)	уплотнение слабых грунтов с помощью песчаных
свай или свай, изготовляемых с использованием других
хорошо дренирующих материалов;
- 59 —

б)	предварительное уплотнение оснований резервуа-
ров временной нагрузкой с использованием дрен для
ускорения процессов консолидации слабофильтрующих
грунтов под нагрузкой;
в)	уплотнение оснований нагрузкой, создаваемой
в период гидроиспытаний резервуаров.
2. Уплотнение слабых грунтов с помощью
песчаных свай
Песчаные сваи обычно используются для уменьше-
ния сжимаемости слабых грунтов и повышения их проч-
ности на сдвиг. Кроме уплотнения, такие сваи выполня-
ют в какой-то мере функции колонн, жесткость которых
выше окружающего их грунта, в результате чего на них
концентрируется большая часть внешней нагрузки. Для
повышения эффекта концентрации поверх свай уклады-
вается слой хорошо уплотненного дренирующего мате-
риала.
Одним из примеров успешного применения песчаных
свай с целью уменьшения осадок является строительст-
во группы резервуаров в порту г. Роттердама (Голлан-
дия) [43]. Территория площадки строительства поднята
путем отсыпки слоя грунта толщиной приблизительно
5 м, который выбран со дна близлежащей реки во время
дноуглубительных работ. Затем сверху уложен слой
песка толщиной около 1 м. Все работы по подъему отме-
ток территории окончены за 10 лет до начала строитель-
ства резервуаров, поэтому к моменту строительства все
осадки под действием веса насыпи завершились. Однако
при дополнительной нагрузке от резервуара при его пол-
ном заполнении водой в период испытаний ожидалась
осадка по центру резервуара 100—120 см, и осадка по его
периметру 50—80 см. Это более чем в 2 раза превышает
допустимые для резервуара осадки. В связи с этим было
принято решение об уплотнении грунтов в основании ре-
зервуаров устройством песчаных свай. Исходя нз имею-
щегося оборудования были изготовлены сваи диаметром
56 см, длиной 11 м, расположенные по треугольной сет-
ке с расстоянием между их центрами 170 см (рис. 3.7).
После изготовления песчаных свай на поверхности пло-
щадки уложен слой гравия толщиной 50—70 см, на ко-
тором и смонтирован резервуар.
Выполненные в процессе изготовления песчаных свай
— 60 -

Рис. 3.8. Давление на песчаную
сваю при возведении насыпи
(Др приращение давления на
грунт; Дрр — то же, на песчаную
сваю)
/ — относительная нагрузка от па-
сыпи; 2 — относительное давление
на грунт
Рис. 3.7, Расположение песчаных свай и датчиков для измерения давлений
1 — сьаи; 2 — датчики
Рис. 3.9. Уплотнение основания резервуара песчаными сваями
/ — резервуар; 2 — железобетонная плита; 3 —песчаные сван; 4 —заторфо*
ванный песок; 5 — заторфованная супесь; 6 — супесь; 7 — заторфованный су«
глинок; 8 — глина

измерения давлении в поровой воде показали, что непо-
средственно в момент устройства колонны давление
в поровой воде увеличивалось в 2—2,5 раза по сравне-
нию с природным состоянием, а спустя 8—10 дней умень-
шалось до первоначальных значений. После завершения
монтажа резервуар был испытан водой. Измерения оса-
док позволили установить, что в процессе гидроиспыта-
ний осадка центра резервуара достигла 62 см, т. е. ис-
пользование песчаных колонн для уплотнения слабого
грунта позволило почти в 2 раза уменьшить осадку ре-
зервуара.
Наибольший интерес представляют данные измере-
ний перераспределения давлений от резервуара между
песчаными сваями и окружающим их слабым грунтом.
С этой целью на верху песчаной сваи, расположенной
под центром резервуара, был установлен датчик для из-
мерения давлений, и несколько таких же датчиков были
установлены на поверхности слоя слабого грунта в про-
межутках между песчаными сваями. Суммарная пло-
щадь, на которой производились измерения, составила
2,5 м2, из них 0,25 м2 занимала песчаная свая. Резуль-
таты измерений подтвердили (рис. 3.8), что давление от
резервуара распределяется неравномерно между песча-
ными колоннами и окружающим их грунтом. Это распре-
деление зависит от сжимаемости материала колонн
и сжимаемости окружающего грунта. Поскольку осадки
верха колонн и поверхности слабого грунта между ними
должны быть одинаковыми, распределение давлений под
днищем резервуара между песчаной колонной и грун-
том может быть приближенно оценено формулой
sgthg — ДрЛрр = ag &.pg,	(3.1)
где sg — средняя осадка поверхности слабого грунта, уплотненного
песчаными сваями, см; hs— толщина слоя слабого грунта, см; ар
и ag — коэффициенты сжимаемости свай и окружающего грунта,
кПа-1; ДрР и Дрв— приращения давлений на песчаную сваю и ок-
ружающий ее грунт, кПа.
Из формулы (3.1) видно, что распределение давлений
между песчаными сваями и окружающим их грунтом
обратно пропорционально коэффициентам их сжимаемо-
сти. Это позволяет заранее выбрать соответствующий
материал для изготовления свай и оценить его плотность.
Число свай, необходимых для уплотнения слабых грун-
тов, и уменьшение осадок проектируемых резервуаров
можно определить исходя из равенства действующих на
— 62 —

основание сил и сил, воспринимаемых сваями и окружа-
ющим слабым грунтом:
Дрр Ар -f- Apg (А — Лу) = ДрЛ,	(3-2)
где Ар — суммарная площадь свай в основании резервуара, м2; Л—
площадь днища резервуара, м2; Др —среднее давление под днищем
резервуара, кПа.
Приведенный пример успешного использования пес-
чаных свай для уплотнения слабых грунтов в основании
резервуаров показывает, что имеется вполне реальная
возможность избежать применения свайных фундамен-
тов под резервуары при их строительстве на площадках
со слоями слабых грунтов. Особенно эффективно при-
менение такой конструкции основания в тех случаях,
когда слои слабых грунтов залегают на незначительной
глубине от поверхности площадки строительства. При
использовании такого метода сроки строительства со-
кращаются незначительно, но отказ от применения за-
бивных свай позволяет существенно сократить расход
железобетона и тем самым обеспечить высокую эконо-
мичность строительства.
Еще один случай использования песчаных свай для
уплотнения слабых грунтов можно рассмотреть на при-
мере строительства резервуара в г. Сантос (Бразилия).
Резервуар диаметром 30 м, высотой 9 м предназначен
для хранения сырой нефти. В связи с тем что в основании
резервуара на большую глубину залегали слои слабых
грунтов, было предложено возвести резервуар на тонкой
железобетонной плите, а верхний слой слабых грунтов
под ней уплотнить с помощью песчаных свай, изготовля-
емых по известному методу Франки, широко используе-
мому при строительстве набивных свай. Всего при уплот-
нении грунтов в основании резервуара были изготовле-
ны 304 песчаные сваи длиной по 8 м каждая и диамет-
ром около 50 см. Схема расположения песчаных свай
и геологические условия площадки строительства приве-
дены на рис. 3.9. Верхний слой сильно заторфованного
суглинка был удален до начала строительных работ
и заменен песчаной насыпью толщиной около 2 м, уло-
женной с послойным уплотнением. ’Как видно из рис. 3.9,
уплотнение песчаными сваями использовано в слое рых-
лого песка и подстилающем его слое суглинка. Располо-
женные ниже слои слабых супесчаных и суглинистых
грунтов не уплотнялись. Поскольку нижние концы несча-
- 63 —

Рис. 3.10. Осадки резервуа-
ра на основании, уплотнен-
ном песчаными сваями
2 —нагрузка; 2 — средняя
осадка по периметру; 3 —
осадка в центре днища
ных свай зашли в слой слабой супеси на незначительную
глубину (менее 1,2 м), их влияние на развитие осадок во
времени было несущественным и им можно пренебречь.
Таким образом, изготовленные песчаные сваи можно
рассматривать не как дрены, а только как сваи уплотне-
ния. Все без исключения слои грунта в основании резер-
вуара имели повышенную сжимаемость. Расчетные зна-
чения модуля деформации грунтов в интервале глубины
от 5 до 25 м изменялись от 18 до 25 МПа. Коэффициент
пористости песчаного слоя составлял 0,84—0,92.
Повышенная сжимаемость и невысокие показатели
прочностных свойств грунтов привели к тому, что кроме
уплотнения верхней части основания песчаными сваями
было принято решение о медленном ступенчатом запол-
нении резервуара водой в период гидроиспытаний. На
первых двух ступенях нагрузка составляла 25 % нагруз-
ки полностью заполненного резервуара, а на последую-
щих ступенях была еще меньше. На каждой ступени на-
грузка выдерживалась в течение довольно длительного
времени; общий период гидроиспытаний, включая раз-
грузку, превысил 3,5 года. Результаты испытаний пока-
зали (рис. 3.10), что осадка резервуара в центре превы-
сила 60 см при средней осадке по периметру резервуара
чуть больше 40 см.
Приведенные примеры показывают, что использова-
ние песчаных свай или свай из других материалов для
уплотнения слабых водонасыщенных грунтов может ока-
- 64 —

заться весьма эффективным в том случае, когда эти слои
залегают в верхней части основания и могут быть пол-
ностью прорезаны такими сваями. При толщине слоя
слабого грунта, сопоставимом с диаметром резервуара,
и при уплотнении этого слоя песчаными сваями не на
всю глубину такой метод оказывается мало эффектив-
ным. В этом случае результат оказывается таким же,
как и при использовании забивных свай.
3. Предварительное уплотнение оснований
временной нагрузкой
Особые трудности при возведении резервуаров воз-
никают в тех случаях, когда на площадке строительства
слабые грунты распространены на большую глубину. Ис-
пользование в этих случаях традиционных конструкций
фундаментов, в том числе и свайных, оказывается неэф-
фективным как с экономической, так и с технической точ-
ки зрения. Поскольку в большинстве случаев невозможно
перенести строительство на площадки с более благоприят-
ными условиями, разработаны мероприятия, направлен-
ные на улучшение строительных свойств грунтов—умень-
шение их сжимаемости и увеличение прочности. Одним из
таких мероприятий является предварительное уплотне-
ние слабых сильносжимаемых грунтов до начала строи-
тельства. С этой целью на месте будущего резервуара
возводят временную насыпь из местных материалов, под
весом которой грунт в основании будущего резервуара
уплотняется. При использовании такого способа для уп-
лотнения слоев слабых грунтов толщиной 10 м и более
требуется длительное время для завершения процессов
уплотнения, поскольку фильтрационные характеристики
слабых, особенно глинистых, грунтов весьма незначи-
тельны. Для ускорения процессов уплотнения таких грун-
тов под действием временных насыпей широко использу-
ются вертикальные дрены различных конструкций. Наи-
более часто в практике используются песчаные дрены,
дрены из искусственных материалов и так называемые
ленточные дрены. В последние годы в зарубежной практи-
ке начали широко использоваться пакетные дрены.
Основным показателем, характеризующим эффектив-
ность дрены, является параметр п, равный отношению
диаметра зоны эффективного влияния дрены de к диа-
метру самой дрены d®.
5—88
— 65 —

Параметр п для дрен различных конструкций имеет
следующие значения: для песчаных 4—6; пакетных 8—
12; бумажных и пластиковых 16—22; ленточных около
50.
С практической точки зрения эффективность песчаных
дрен определяется сокращением времени консолидации
слоя слабого грунта под нагрузкой и в большой степени
зависит от диаметра песчаных дрен и расстояния между
ними. Уменьшение диаметра песчаных дрен приводит
к снижению расхода песка, однако для обеспечения за-
данных сроков консолидации требуется устраивать такие
дрены на меньшем расстоянии друг от друга. Кроме того,
при малом диаметре дрены существует опасность, что
она может потерять свою форму и в результате умень-
шатся ее дренирующие свойства как в процессе изготов-
ления, так и в процессе уплотнения слабых грунтов под
нагрузкой. Для предотвращения такой возможности
в последние годы стали применять так называемые па-
кетные дрены, сущность изготовления которых состоит
в следующем. В металлическую трубу, формирующую
в грунте скважину для будущей дрены, перед ее погру-
жением помещается полиэтиленовый круглый «чулок»,
имеющий мелкую сетчатую структуру. После погруже-
ния трубы на заданную глубину полиэтиленовый «чулок»
заполняется песком с помощью вибрирующего устройст-
ва, затем металлическая труба выдергивается из грунта.
Поскольку диаметр такой дрены всего 12 см и, следова-
тельно, сопротивление грунта погружению трубы незна-
чительно, скорость изготовления дрены весьма высока.
Это позволило разработать и применить на практике ус-
тановку, с помощью которой осуществляется одновре-
менное изготовление четырех пакетных дрен. Наличие
полиэтиленового чулка вокруг песчаной дрены обеспе-
чивает полное сохранение ее геометрических размеров
как в процессе изготовления, так и в период уплот-
нения грунтов под действием временных нагрузок от на-
сыпей.
Пакетные дрены были успешно использованы в Япо-
нии для ускорения консолидации при предварительном
уплотнении слабых грунтов в основании четырех резер-
вуаров для хранения нефти [35]. Площадка строительст-
ва расположена на восточном побережье о. Окинава.
Поверхностный слой площадки толщиной около 5,5 м
образован намывом песка, содержащего в большом ко-
— 66 —

Тис, 3.11. Изменение
свойств грунтов в ос-
новании резервуара
1 — до изготовления
дрен; 2 — после
уплотнения времен-
ной насыпью
j?	13 jO, т/м} 0 30 во 120 Си.кОа
’ I	I-----г------1----1
О»
201-
гл
личестве твердые обломки кораллов, непосредственно
под этим слоем залегает слой илистого грунта толщиной
около 1,5 м, подстилаемый слоем песка толщиной около
Зм. Под этим слоем располагается 12-метровый слой
слабых глинистых грунтов, уплотнение которых и плани-
ровалось провести с помощью временных насыпей. Гео-
логический разрез и изменение характерных свойств
грунтов по глубине площадки строительства представле-
ны на рис. 3.11.
Конструкция резервуаров диаметром 80 м, высотой
22 м была принята с плавающей кровлей. Нагрузки на
основание, кН/м2, складывались из следующих компо-
нентов: от собственного веса конструкций резервуара —
5; от веса нефти при полном заполнении—198; от веса
песчаной подушки толщиной 1 м — 17. Суммарная рас-
четная нагрузка равна 220 кН/м2.
Поскольку верхний намывной слой песка имел весьма
неоднородную плотность в пределах площадки строи-
тельства, было принято решение уплотнить этот слой пес-
чаными сваями. Одновременно было решено использо-
вать эти сваи в качестве дрен, для ускорения стабилиза-
ции глинистых грунтов нижних слоев и уплотнить их
5*
— 67 —

временной насыпью. На площадке использованы пакет-
ные дрены диаметром 12 см. С помощью специального
оборудования производили одновременное изготовление
сразу четырех дрен с расстоянием между их центрами
1—2 м. На рис. 3.12 представлены кривые развития оса-
док и предварительного нагружения основания одного
из резервуаров. Наблюдения за осадкой поверхности
грунта были начаты с момента начала производства ра-
бот по изготовлению песчаных дрен. Это позволило об-
наружить, что осадки поверхности протекали уже в пе-
риод устройства дрен даже без дополнительной насыпи.
Около 50 см осадки произошло до начала отсыпки на-
сыпи, причем осадка около 40 см была зарегистрирована
спустя 5 дней после окончания работ по изготовлению
дрен. Суммарное значение осадки поверхности после от-
сыпки временной насыпи и выдержки ее в течение 40—
50 дней составило 95—130 см.
После завершения работ по предварительному уплот-
нению оснований насыпь была удалена и на этом месте
смонтирован резервуар. В процессе гидроиспытаний ре-
зервуара осуществлены замеры его осадок по 64 маркам,
расположенным равномерно по периметру. На рис. 3.13
Рис. 3.12. Развитие
осадки иод действи-
ем временной насыпи
[35]
1 — нагрузка; 2 —
осадка поверхности
с начала изготовле-
ния дрен; 3 — то же,
с начала возведения
насыпи; 4 — осадка
слоя ниже 9 м; 5 —
то же, ниже 11 м.
— 68 —

Рис. 3.13. Развитие осадки
в период гидроиспытаний
[35]
1 — заполнение резервуара
водой; 2 — осадка по пери-
метру минимальная; 3 — то
же. максимальная
Рис. 3.14. Основания резер-
вуаров с установленными
синтетическими дренами
а — без временной насыпи;
б — с временной насыпью;
1 — резервуар; 2 — песчаная
подушка; 3 — намывной пе-
сок; 4 —слой слабого грун-
та; 5 —положение времен-
ной насыпи; 2>£*-зона по-
гружения дрен
приведены данные о заполнении резервуара водой и мак-
симальные и минимальные осадки по периметру резер-
вуара. Приведенные данные показывают, что максималь-
ная осадка резервуара при полном его заполнении не
превысила 11 см, т. е. составила всего 10 % осадки этой
же площадки под действием временной насыпи. Нерав-
номерность осадки по периметру резервуара на протя-
жении всего периода гидроиспытаний не превышала 5 см,
В последние годы, особенно в зарубежной практике,
для ускорения консолидации слабых водонасыщенных
грунтов широко используются плоские дрены из искусст-
венных материалов толщиной 3—5 мм и шириной 70—
90 мм. Такие размеры выбраны с тем, чтобы в процессе
погружения дрены обеспечивалось минимальное уплот-
нение окружающего грунта. В качестве примера исполь-
— 69 —

зования таких дрен можно рассмотреть опыт строитель-
ства девяти резервуаров на площадке тепловой электро-
станции в долине р. По [48]. Два резервуара вместимос-
тью 50 тыс. м3 имели диаметр 67 м и высоту 16 м, а ос-
тальные семь резервуаров вместимостью по 100 тыс. м3—
диаметр 87,5 м и высоту 18 м.
Отметки поверхности грунта в естественном состоя-
нии находились на 1,5—2 м ниже максимальных отметок
уровня моря, поэтому до строительства вся территория
была приподнята путем отсыпки с уплотнением сплош-
ной песчаной насыпи. Все резервуары возведены на пес-
чаных подушках толщиной 2,5—3 м, имевших уклон 2,3—
2,5 % центра резервуара к его периметру (рис. 3.14).
Сплошная песчаная насыпь уложена на слой совре-
менных супесей толщиной 6—8 м, под которыми залега-
ет сильносжимаемые суглинки, толщина слоя которых
составляет 20—22 м. В этом слое обнаружены весьма не-
равномерные включения слоев супеси толщиной в не-
сколько сантиметров, а в нижней его части встречены ор-
ганические включения. Ниже расположен слой супеси
с отдельными включениями торфа. Начиная с глубины
38—40 м залегает слой мелкого песка средней плотно-
сти, толщина которого составляет 20—24 м. Данные
о сжимаемости грунтов и коэффициенты консолидации
для каждого слоя приведены в табл. 3.2.
Таблица 3.2
Слой грунта	Толщина, м	Модуль деформации, МПа	Коэффициент консолидации, см’/год
Первый Второй Третий Четвертый	6—8 22—22 7—8 20—24	6—8 1,8—2 ,1 12—15 40—60	(34-6) 104 9,5-104
При организации строительства было принято реше-
ние б,б уплотнении оснований двух меньших резервуаров
(ТК-1 й ТК-2) в процессе их гидроиспытаний без приме-
нения временных насыпей. Основания остальных резер-
вуаров (ТК-3—ТК-9) предварительно уплотняли с помо-
щью временных насыпей высотой 14 м (см. рис. 3.14,6).
Диаметр верха насыпи принят равным диаметру резер-
вуара, а диаметр низа насыпи — намного большим за
— 70 —

счет откосов, имевших уклон приблизительно 1 : 1,5*
С целью ускорения процессов консолидации второго слой'
использованы дрены системы «Геодрейн» длиной 28—-
29 м. Для уплотнения этого слоя до степени консолида-
ции 0,75—0,85 расчетным путем определено расстояние
между дренами 3 м.
После изготовления дрен на площадках были отсыпа-
ны песчаные подушки толщиной 2,5—3 м, и нагрузка от
этих подушек поддерживалась постоянной в течение не-
которого периода времени (например, для резервуар^
ТК-6 в течение 5,5 мес). Затем насыпь увеличили до вы-
соты 14 м. В процессе этих работ проводились детальные'
наблюдения за развитием осадок в центре загруженной
площади, а также по периметру будущих резервуаров.
В обобщенном виде результаты предварительного уплот-
нения представлены в табл. 3.3, из которой видно, что*
Таблица 3.3'
Резервуар	q, кН/ма	it мес	sch	sp,max	sp,m/n	fyijnax	sptmaX sPtmin
					см		
тк-з	294	14	223	197	144	79	53
ТК-4	275	15	225	187	175	50	12
ТК-5	275	11,5	227	187	173	54	14
ТК-6	289	14	241	198	189	52	9
ТК-7	284	16,5	236	192	174	62	18'
ТК-8	284	17	285	240	202	73	38
ТК-9	284	20	270	246	213	57	33
Примечание, q — нагрузка от насыпи; t — продолжительность уплотнен
ния под действием насыпн; —осадка центра насыпи; s ртах и sp7niJl^
максимальная и минимальная осадка насыпи по периметру будущего резерву-’
ара; f тах — прогиб низа насыпи в пределах плана будущего резервуара!/
осадка поверхности основания под центром будущих ре-
зервуаров во, всех случаях превышала 2 м. Большие осад-
ки зарегистрированы и в точках, находящихся на пред-
полагаемом периметре резервуара.
Сопоставление измеренных осадок под центрами на-
сыпей с расчетными значениями для этих же точек по-
казывает, что к концу работ по предварительному уп-
лотнению осадки достигли 80 % расчетных значений.
Таким образом, для достижения этой степени консолида-
— 71 —

дни слабых грунтов потребовалось выдерживать нагруз-
ку от насыпи в течение 12—20 мес.
После завершения работ по уплотнению временные
насыпи были удалены и оставлены лишь песчаные по-
душки под резервуары, поверхность которых спланиро-
вана с уклоном от центра к периметру таким образом,
чтобы отметки центра были на 1 м выше отметок пери-
метра. На подготовленных таким образом песчаных по-
душках возвели резервуары и, как обычно, провели их
гидроиспытания. Результаты измерений осадок части
этих резервуаров приведены в табл. 3.4.
Таблица 3.4
г—	 — — •Резервуар	q, кН/м*	t, мес	sc 1	| 4 sptmax |	| sP,min |	thjnax	sc8
				см			sc
тк-з	284	13	31	15	11	20	7,19
ТК-5	280	11	47	22	20	27	4,83
ТК-6	279	8	40	25	22	18	6,02
Примечание. fhmax— se—spimin ~ стрела прогиба днища.
Сопоставление данных об осадках при предваритель-
ном уплотнении и при гидроиспытаниях резервуаров по-
казывает, что такой метод строительства позволил умень-
шить максимальные осадки по периметру резервуаров
jb 5—7 раз и снизить прогиб днища в 2—4 раза.
4. Уплотнение слабых грунтов в процессе
гидроиспытаний резервуаров
Металлические резервуары, как показывает опыт их
эксплуатации во многих странах, способны выдерживать
большие средние и неравномерные осадки без каких-либо
нарушений их нормальной эксплуатации. Поэтому уже
в 60-е годы было высказано предположение, что уплотне-
ние слабых грунтов в основании резервуаров может быть
осуществлено весом смонтированного и заполненного
водой резервуара. Целесообразность такого метода уп-
лотнения обосновывалась тем обстоятельством, что неза-
висимо от грунтовых условий и ожидаемых осадок при-
нято проводить испытание резервуаров водой перед пус-
ком их в эксплуатацию. Таким образом, в процессе ис-
пытаний представляется хорошая возможность провести
уплотнение грунтов основания резервуара без каких-либо
— 72 —

дополнительных затрат. При этом, конечно, приходится
решать две основные задачи: во-первых, как обеспечить-
устойчивость основания в период заполнения резервуара
водой и, во-вторых, что нужно предпринять в том случае/
если неравномерные осадки будут значительными.
Опасность общей или местной потери устойчивости
основания возникает из-за того, что скорость заполнения
резервуара водой или продуктом настолько высока, что*
возникающие в поровой воде давления резко снижают
сопротивление грунтов сдвигу. Для исключения потери
устойчивости основания в этом случае скорость прило-
жения нагрузки должна быть сопоставима со скоростью1
консолидации грунтов под нагрузкой. Поэтому при стро-
ительстве резервуаров на водонасыщенных пылевато-
глинистых грунтах гидроиспытания резервуаров должны
тщательно контролироваться. Одним из путей такого
контроля являются систематические измерения давлений
в поровой воде. В тех случаях, когда такие измерения не
проводятся, заполнение резервуара водой должно прово-
диться либо медленно, либо небольшими ступенями с вы-
держкой во времени каждой ступени нагрузки.
Развитие в период гидроиспытаний больших средний
осадок и прогибов днища мало сказывается на эксплуа-
тационной пригодности резервуара. Большую опасности
представляют неравномерные осадки по периметру ре-
зервуара, однако выравнивание положения периметра-
резервуара после проведения гидроиспытаний не пред-
ставляет технических трудностей, а стоимость таких ра-
бот и продолжительность их проведения незначительны.-
Анализ опубликованных материалов показал, что уп-
лотнение слабых грунтов путем проведения контролиру-
емых гидроиспытаний впервые был осуществлен при'
строительстве двух резервуаров с плавающими кровлями
в Сан-Франциско (Р. Д. Дарра, 1964). Резервуары име-
ли диаметр 42 м и высоту 14,4 м. Скважины, пробурен-
ные в центрах проектируемых резервуаров, позволили
установить, что непосредственно с поверхности залега-
ет слой торфа и заторфованного глинистого грунта тол-
щиной 0,9—1,5 м, под которым расположен слой сильно-
сжимаемого глинистого грунта толщиной 1,5—Зм, под-
стилаемый плотной глиной до глубины 15 м. Слабые
грунты имели природную влажность 200—400 % и со-
противление сдвигу 10—15 кПа. Поскольку стоимости
свайного фундамента под один резервуар превыша>-
— 73 —

да 125 тыс. долл, (в ценах 1961 г.), были детально
изучены возможности возведения этих резервуаров
без применения свай. Выполненные расчеты устойчивости
.оснований резервуаров показали, что коэффициент на-
дежности в случае полного заполнения резервуара про-
дуктом не превышал 1 и существовала опасность мест-
ной потери устойчивости основания. В дополнение к это-
му расчетами было установлено, что осадка резервуаров
превысит 60 см. Для повышения устойчивости основания
было предложено увеличить диаметр песчаной подушки
на 10 м с целью создания дополнительной нагрузки
в зоне возможного выпора. Кроме этого, было рекомен-
довано эксплуатировать резервуары на первоначальном
этапе на половину их объема.
Такой режим эксплуатации не устраивал заказчика,
поэтому было принято решение уплотнить грунты в про-
цессе гидроиспытаний резервуаров. Программа предус-
матривала заполнение каждого резервуара водой на вы-
соту 4,8 м и выдержку такой нагрузки в течение 2 мес.
При нормальном результате предусматривалось заполне-
ние резервуаров водой до высоты 9,6 м и' выдержку при
этой нагрузке. В дальнейшем предполагалось заполнить
резервуар на полную высоту на короткий промежуток
времени лишь с целью проверки его герметичности.
При первой ступени нагрузки оба резервуара находи-
лись в удовлетворительном состоянии, и воду закачали
до высоты, 9,6 м. При этой нагрузке состояние резервуара
,№651 было удовлетворительным (рис. 3.15, а) и все ра-
боты по его гидроиспытаниям завершились через 3,5 мес.
Осадки по периметру этого резервуара изменялись в пре-
делах 6—12 см, и никаких проблем с функционированием
плавающей крыши не было. Это позволило принять его
в эксплуатацию без каких-либо дополнительных меро-
приятий.
Развитие осадок другого резервуара № 650 происхо-
дило менее удачно (рис. 3.15, б). При высоте воды в ре-
зервуаре 9,6 м через 4 мес после начала гидроиспытаний
разность осадок по диаметру составила 12 см, что при-
вело к образованию овальности стенок резервуара и на-
рушило нормальное функционирование плавающей кры-
ши. Поэтому было принято решение откачать воду из
резервуара и провести работы по исправлению его поло-
жения. С этой целью участок, получивший максимальные
осадки, был поднят с помощью гидравлических домкра-
— 74 —

тов на 15 см выше, чем противоположный с минимальной
осадкой. Пространство между днищем резервуара и по-
верхностью основания было заполнено уплотненным
грунтом. После этого резервуар был повторно испытан
и сдан в эксплуатацию. Стоимость работ по исправлении^
положения резервуара составила лишь 8 % стоимости
свайного фундамента. В дальнейшем резервуар эксплу-
атировался в течение 8 лет без каких-либо осложнений,-
связанных с неравномерными осадками.
Метод уплотнения слабых грунтов с помощью конт-
ролируемых гидроиспытаний был также использован
в 1957 г. при строительстве пяти резервуаров, предназ-’
каченных для хранения бензина и нефтепродуктов. Стро-
ительство осуществлено на площадке, образованной на-
мывом песка на заболоченных участках, на берегу зали-
ва Сан-Франциско. Песчаный намывной слой в среднем
имел толщину 2,7 м, под которым залегал слой сильнр-
сжимаемого ила толщиной 3—4,2 м, подстилаемого 15-м!
слоем песка, под которым залегали коренные плотные
глины. Илистый грунт имел природную влажность 40—
70 %. сопротивление сдвигу в недренированном состоя-
нии было около 15 кПа, а коэффициент консолидации-
в вертикальном направлении составлял 2,25- 104см2/год.
Выполненные расчеты показали, что осадки резервуаров-
после завершения процессов консолидации составят:
30 см в центре резервуара и около 21 см по периметру.
Такие осадки были признаны нормальными, и в связи
с тем, что стоимость свайных фундаментов была очень-
высокой, компания приняла решение о строительстве ре-
зервуаров на послойно уплотненных песчаных подушках
толщиной 60—120 см, имевших уклон 1,5 % от центра
к периметру. Для обеспечения нормальных условий
в эксплуатационный период было решено провести уплот-
нение слоя слабых грунтов с помощью контролируемых
гидроиспытаний. С этой целью заполнение резервуара
водой проводилось медленно с выдержкой на каждой
ступени нагрузки в течение довольно длительного времё-’
ни. Скорость нагружения и продолжительность выдерж-
ки нагрузки уточнялись по результатам систематических
наблюдений за процессом развития осадок заполняемо-
го водой резервуара (рис. 3.15,в). Поскольку к концу"
гидроиспытаний осадки во времени имели незатухающий
характер, было решено в первый период эксплуатации!
заполнять резервуар продуктом на 80 % его полного объ--
— 75 —

б)
Рис. 3.15. Осадки резервуаров при гидроиспытаниях
а — Т-651; б — Т-650; в — С; г — Т-100; д — Т-2102; 1 — заполнение водой; 2 —
осадка периметра минимальная; 3 — то же, максимальная
ема. Наблюдения за осадками в первые 2,5 года эксплуа-
тации показали, что осадки резервуара по периметру
развиваются равномерно и его эксплуатация была про-
должена без применения каких-либо дополнительных
мероприятий. Спустя 5 лет с начала эксплуатации сум-
марные осадки резервуара, включая и осадки, получен-
ные в период гидроиспытаний, достигли 45 см в центре
резервуара и около 30 см по его периметру.
Еще одним примером успешного использования кон-
тролируемых гидроиспытаний для уплотнения слабых
грунтов в основаниях резервуаров может служить опыт
строительства в 1961—1962 гг. крупного резервуарного
парка для компании Стандарт Ойл (Р. Д. Дарра, 1964).
На строительство резервуарного парка было отведено
2 года и за этот период предстояло построить более 100
резервуаров диаметром от 15 до 60 м, высотой 14,5 м
в основном с плавающими кровлями. Инженерно-геоло-
гическими изысканиями, проведенными на площадке
строительства, установлено, что до глубины 3 м залегает
выдержанный по толщине слой песка, плотный и средней
плотности, под которым обнаружен слой сильносжимае-
мых молодых глин, толщина которых приблизительно
одинакова по всей площадке и составляет 4,8 м. Ниже
залегающие слои менее однородны и представлены су-
песью средней плотности толщиной около 6 м с включе-
ниями песка и суглинком средней плотности толщиной
.около 6 м. На глубине 21 м и ниже встречены слои гли-
нистых грунтов с большей сжимаемостью, однако их де-
— 76 —

g
г)
д)

Таблица 3.5
Грунт	h, м			Wp	си, кПа	С1	%* см»/год
Песок Глина Супеси и суглинки	3 4,8 12	0,2 0,75 0,28	0,84	0,25	40	1,0 0,2	ыо* 0,45.10*
Примечание, h — толщина слоя; — природная влажность; »£ —
влажность на границе текучести; wp— влажность на границе раскатывания;
си— сопротивление сдвигу в недренируемом состоянии; с/—индекс сжимае-
мости; Су—коэффициент консолидации в вертикальном направлении.
формационные характеристики быстро увеличиваются
с глубиной. Свойства отдельных слоев грунта приведены
в табл. 3.5.
На первоначальном этапе был рассмотрен вариант
строительства всех резервуаров на свайных фундаментах
с полной прорезкой сваями слоя сильносжимаемого грун-
та. Стоимость всех фундаментов, включая устройство мо-
нолитных железобетонных ростверков, превышала
6 млн. долл (в ценах 1961 г.). Кроме того, требовалось
длительное время на забивку огромного числа свай и бе-
тонирование ростверков. Поэтому было принято рещение
о строительстве всех резервуаров на песчаных подушках,
устраиваемых с послойным уплотнением. Это позволило
быстро начать работы и организовать их таким образом,
что первая группа резервуаров была пущена в эксплуата-
цию уже спустя 1 год после начала строительства. Уплот-
нение слабых грунтов в основаниях всех резервуаров осу-
ществлено с помощью контролируемых гидроиспыта-
ний. Программой испытаний было предусмотрено на пер-
вом этапе заполнить резервуар на половину его высоты
и наблюдать за развитием осадки при этой нагрузке.
Дальнейшее увеличение нагрузки производилось по ре-
зультатам наблюдений за осадками.
В соответствии с программой три резервуара запол-
няли водой на высоту 7,2 м. Замеры перемещений пока-
зали, что через 1 мес можно приступить к увеличению
нагрузки и поэтому уровень воды в резервуаре подняли
до высоты 9,6 м. На основании данных о развитии оса-
док на первой ступени нагрузки и в начальный период
приложения второй ступени нагрузки были вычислены
— 78 —

скорости развития осадок при дальнейшем заполнении
резервуаров, а также определен график приложения по-
следующих ступеней нагрузки. Данные об осадке резер-
вуара диаметром 38 м и высотой 14,5 м по периметру
представлены на рис. 3.15, г. Эти данные показывают,
<гго резервуар оседал под нагрузкой практически равно-
мерно и никаких проблем со свободным перемещением
плавающей кровли не возникало. Результаты наблюде-
ний за осадками при первой ступени нагрузки были ис-
пользованы для прогноза развития осадок во времени
при дальнейшем заполнении резервуара.
Скорость развития осадки на различных ступенях на-
грузки была различной, поэтому продолжительность вы-
держки каждой ступени нагрузки изменялась от 1 недели
до 3 мес. Всего же па проведение гидроиспытаний было
затрачено около 9 мес. Поскольку результаты испыта-
ний первых трех резервуаров были весьма удачными,
программа контролируемых гидроиспытаний остальных
резервуаров была несколько изменена: продолжитель-
ность заполнения резервуаров водой была сокращена до
6 мес, а первая ступень нагрузки увеличена с 7,2 м высо-
ты воды в резервуаре до 9,6 м. Осадки всех 80 резервуа-
ров были равномерными, и пи в одном случае не было
нарушено нормальное функционирование плавающих
кровель. Такое успешное использование контролируе-
мых гидропснытапий для уплотнения слабых грунтов
в основаниях большого числа резервуаров стало воз-
можным благодаря сравнительно небольшой толще
слабых грунтов, однородности грунтовых условий пло-
щадки строительства и хорошей организации ра-
бот.
Применение контролируемых гидроиспытаний с целью
уплотнения оснований резервуаров возможно и в тех слу-
чаях, когда они возводятся на больших толщах слабых
грунтов. Примером тому может служить опыт использо-
вания такого метода па площадке строительства тепловой
электростанции в дельте р. По (Италия) [48], геологиче-
ские условия которой были рассмотрены ранее. На этой
площадке были построены два резервуара вместимостью
по 50 тыс. м3 каждый, имевших диаметр 67 м и высоту
16 м. Поскольку толщина слоя слабых грунтов на этой
площадке превышала 20 м, для ускорения процессов кон-
солидации в основаниях резервуаров были использованы
вертикальные дрены длиной 28—29 м системы «Гео-
— 79 —

дрейн», расположенные в плане по треугольной сетке
с расстоянием между их центрами 1,2 м.
Уплотнение грунтов в основаниях резервуаров в про-
цессе контролируемых гидроиспытаний продолжалось
в течение 28—31 мес. Результаты наблюдений за осадка-
ми приведены в табл. 3.6. Как видно из этой таблицы,
осадки в центре обоих резервуаров превышают 2 м.
Таблица 3.6
Резервуар	q, 'Kbb.frJL*	t, мес	sc, см	sp,maa	sp,mfn	^max’ CM
ТК-1	235	31	226	180	159	67
ТК-2	231	28	221	165	144	77
В рассмотренных выше случаях работы по уплотнению
слабых грунтов закончились успешно и не потребовалось
дополнительных работ по исправлению положения ре-
зервуара и ликвидации неравномерных осадок. Однако
в практике строительства имеются случаи, когда работы
по уплотнению заканчиваются не так успешно.
Для нефтеперерабатывающего завода в Панаме не-
обходимо было построить 48 резервуаров диаметром от
19,5 до 66 м, высотой 12 м. За год до начала строитель-
ства на площадку был намыт 3-х м слой кораллового пес-
ка, под которым оставлен слой торфа толщиной 1,2 м.
Ниже залегают грунты кораллового происхождения, из-
меняющиеся по толщине от 6 до 18 м, с неравномерной
сжимаемостью. Под коралловыми образованиями зале-
гают слои уплотненных морских глин, образовавшиеся
в результате эрозионных процессов на прилегающих
к морскому побережью участках суши. В связи с очень
большой неравномерностью отдельных напластований по
толщине и по сжимаемости рассчитанные значения оса-
док составили 36—100 см в центре резервуаров и 24—
70 см по их периметру. Кроме того, ожидалась большая
неравномерность осадок по периметру резервуаров —
15—36 см. Результаты этих расчетов показывают, что при
строительстве резервуаров на естественном основании
обязательно потребуется проведение работ по ликвида-
ции последствий неравномерных осадок. Единственной
возможностью исключения таких работ являлось приме-
нение свайных фундаментов. Поскольку стоимость свай-
— 80 —

ного фундамента на этой площадке для одного резерву-
ара превышала 200 тыс. долл., было принято решение
о строительстве всех резервуаров на песчаных подушках
и об уплотнении грунтов путем контролируемых гидро-
нснытапий резервуаров.
Испытание первых же резервуаров показало, что за
один месяц под полной нагрузкой осадки резервуаров по
периметру достигли 30—60 см, хотя по расчетам осадок
во времени такие значения могут быть достигнуты лишь
спустя 1 год после приложения к основанию полной на-
грузки. Анализ результатов первых наблюдений показал,
что через 3—9 мес наступит стабилизация осадок под
нагрузкой полностью заполненного водой резервуара.
Обследование оснований испытанных резервуаров также
показало, что осадки протекали за счет уплотнения сла-
бых грунтов и никаких симптомов потери устойчивости
оснований не наблюдалось. Дополнительные осадки ре-
зервуаров в эксплуатационный перцод после уплотнения
грунтов в процессе гидроиспытаний по подсчетам не пре-
высят 30 см. Это позволило продолжить намеченную
программу уплотнения грунтов с помощью контролиру-
емых гидроне пытаний.
Остальные резервуары также имели большие средние
п неравномерные осадки. Например, средняя осадка по
периметру резервуара № 2102 за два месяца гидроиспы-
пншП превысила '18 см (рис. 3.15, J), а неравномерность
осадки сснчавпла 12 ем па участке, равном 1/4 длины ок-
ружности peiepuyapa. Неравномерные осадки днища ре-
зервуара достигли 45 см, причем максимальные значения
отмечены па участке, расположенном на расстоянии 1/3
от стенки, в то время как центральная часть днища име-
ла равномерную осадку.
Из-за неравномерных деформаций резервуара потре-
бовалось выполнен не дополнительных работ по его вы-
равниванию. Отдельные участки по периметру резервуа-
ра были подпиты, как обычно, е помощью гидравличес-
ких домкратов, а образовавшиеся полости между днищем
резервуара и основанием заполнили уплотненным пес-
ком. Подобные работы выполнены на 47 резервуарах,
общая их стоимость составила около 260 тыс. долл., что
лишь незначительно превышало стоимость свайного фун-
дамента под один резервуар.
Положительный и отрицательный опыт применения
гидроиспытапий для уплотнения слабых грунтов в осно-
6—88
— 81 —

вании резервуаров позволяет наметить основные пути
эффективного использования этого метода:
если из-за неоднородности грунтовых условий ожида-
ются большие неравномерные осадки в период гидроис-
пытаний, скорость заполнения резервуара водой должна
быть уменьшена, а заполнение необходимо проводить от-
дельными ступенями, сопровождая работы геодезически-
ми наблюдениями и прерывая при необходимости запол-
нение резервуара на определенный промежуток времени;
для предупреждения общей или местной потери устой-
чивости основания скорость заполнения резервуара во-
дой должна назначаться с учетом скорости консолидации
слабых грунтов под нагрузкой, для чего их консолида-
ционные свойства следует предварительно изучить; хоро-
шим контролем состояния оснований могут служить из-
мерения давлений в поровой воде на различной глубине.
5. Экономические вопросы строительства оснований
и фундаментов резервуаров
Ранее были рассмотрены технические аспекты возве-
дения резервуаров в сложных инженерно-геологических
условиях. Немаловажную роль при выборе той или иной
конструкции фундамента или метода подготовки основа-
ний играют и технико-экономические показатели. Срав-
нение вариантов устройства фундаментов представляет
большие трудности из-за различий грунтовых условий
площадок строительства, а также стоимости материалов
и сроков проведения работ по подготовке оснований
и фундаментов.
На рис. 3.16 приведены в обобщенном виде данные
о фактических расходах бетопа Vc и металла Qs при ис-
пользовании фундаментов на естественных основаниях,
песчаных подушках и т. п. Эти показатели изменяются
в широком диапазоне и зависят в первую очередь от ин-
женерно-геологических условий строительства. С увели-
чением объема резервуаров Vt различия в расходах бе-
тона и металла также возрастают. При использовании
свайных фундаментов различие грунтовых условий пло-
щадок строительства сказывается еще в большей степе-
ни, поскольку на расход материалов в значительной сте-
пени будет влиять изменение длины свай и их несущая
способность. Поэтому прямое сравнение в этом случае
оказывается малоперспективным. Нами была предпри-
— 82 —

Рис. 8.10. Потребность в
бетоне (л) н металле (б)
при устройстве фундамен-
тов резервуаров на естест-
венном ОСНОВАНИИ
I минимальные значения;
У мим ммильпыс значения
Рис. 3.17. Потребность в
железобетоне при устройст-
ве свайных фундаментов
под резервуары
f — минимальные значения;
1 максимальные значения
S0
N
10
нигн попытки оценить расход бетона па устройство свай-
ного фундамента И/ и фундамента на естественном осно-
ва нии VH для резервуаров одинаковых объемов. Резуль-
таты этого сравнения приведены на рис. 3.17. При анализе
были использованы данные о фактических расходах
бетона при использовании свай сечением 30x30 см, дли-
ной 7—10 м. Как видно из рис. 3.17, при использовании
свайных фундаментов расход бетона возрастает в 20—
40 раз по сравнению с расходом бетона на устройство
фундаментов на естественном основании. Такое внуши-
тельное увеличение расхода бетона должно насторожить
те организации, которые до сих пор продолжают приме-
нять такие фундаменты в своей практике. Во всяком слу-
чае применение свай при строительстве резервуаров тре-
бует специального обоснования, тем более что приведен-
ные в и a <i яле этой главы данные показывают их малую
эффективность.
На практике при большой толще слабых водонасы-
6»
— 88 —

щенных грунтов обычно рассматриваются в качестве
альтернативных вариантов два метода: применение свай-
ных фундаментов либо предпостроечное уплотнение сла-
бых водонасыщенных грунтов с помощью временных на-
сыпей. При большой толще таких грунтов для ускорения
процессов их консолидации под нагрузкой используются
песчаные дрены или дрены из искусственных материалов.
На основе расчетов, проведенных институтом Фундамент-
проект, нами выполнена оценка стоимости строительства
оснований и фундаментов под резервуар вместимостью
50 тыс. м3 для грунтовых условий конкретной площадки
строительства. Инженерно-геологические условия пло-
щадки строительства требовали применения свай длиной
16 м, сечением 35x35 см. Для уменьшения расхода же-
лезобетона устройство ростверка по верхним концам свай
не предусматривалось, а было принято решение заме-
нить этот ростверк песчаной подушкой и под стенкой ре-
зервуара возвести кольцевой железобетонный фундамент
из бетона марки 200. В качестве альтернативного вари-
анта рассмотрено уплотнение слабых грунтов временной
нагрузкой с помощью насыпи высотой 7 м и с использо-
ванием песчаных дрен диаметром 400 мм, полностью
прорезающих толщу слабых и расположенных в плане по
треугольной сетке с расстоянием между центрами смеж-
ных дрен 3 и 1,5 м. Кроме этого, рассмотрен также вари-
ант уплотнения слабых грунтов путем контролируемых
гидроиспытаний при использовании дрен с тем же шагом.
Таким образом, при проведении сопоставлений рассмот-
рены следующие варианты (табл. 3.7):
вариант 1 — свайный фундамент;
вариант 2 — насыпь и дрены с шагом 3 м;
вариант 3 — насыпь и дрены с шагом 1,5 м;
вариант 4 — контролируемые гидроиспытания при ис-
пользовании дрен с шагом 3 м;
Таблица 3.7
Вариант	Расход бетона, м8	Расход металла, т	Объем земляных работ, тыс. м8	Стоимость, тыс. руб.
1	3394	207,3	2,93	375,99
2	98,2	5,25	38,5	212,33
3	98,2	5,25	41,46	421,72
4	98,2	5,25	17,85	117,92
5	98,2	5,25	20,81.	234,2
— 84 —

вариант 5 контролируемые гидроиспытания при
исшМ1ьзовапни дрен с шагом 1,5 м.
Данные табл. 3.7 показывают, что применение пред-
варительного уплотнения слабых грунтов с помощью
временных насыпей приводит к различному эффекту.
Йели песчаные дрены, используемые в данном случае для
ускорении процессов консолидации, располагать на рас-
стоянии 3 м друг от друга, стоимость работ по подготовке
основания резервуара снижается в 1,77 раза по сравне-
нию со стоимостью свайного фундамента. При расстоя-
нии между дренами 1,5 м стоимость работ по уплотнению
Грунтов основания с помощью временных насыпей уве-
личивается в 1,12 раза по сравнению со свайными фунда-
ментами.
Уплотнение грунтов путем контролируемых гидроис-
пытаний позволяет в 1,6—3,2 раза снизить стоимость
строительных работ по сравнению со стоимостью приме-
нения свайных фундаментов.
Наибольший эффект от использования методов уп-
лощения достигается в части сокращения расхода основ-
ных строительных материалов. Отказ от использования
свайных фундаментов (см. табл. 3.7) позволяет в 30,5
pa ta eoKpunrib расход бетона и почти в 40 раз уменьшить
расход металла. Приведенные данные, безусловно, явля-
ются ориентированными и будут и 1меняться в зависимо-
t hi oi инженерно геоло! нческпх условии строительства
и объемов резервуаром. Несмотря па это они могут слу-
жить хорошей основой для принятия правильных реше-
ний при проектировании резервуаров.
При технико-экономической оценке оснований и фун-
даментов более правильно использовать приведенные
значения стоимости, например стоимость 1 м3 вместимо-
сти проектируемого резервуара (табл. 3.8).
При сопоставлении данных табл. 3.8 необходимо
иметь н виду, что все стоимости приведены в ценах
1080 г. В связи с изменением цен на строительные ма-
териалы эти цифры изменятся, однако и в этом случае
можно с уверенностью отметить, что наиболее эффектив-
ным является метод уплотнения слабых грунтов путем
контролируемых гидроиспытаний. Такое соотношение со-
храняется и в том случае, когда могут потребоваться
дополнительные работы по исправлению деформаций,
возникших в результате неравномерных осадок резервуа-
ров ври гидроиспытаниях. Как показывает опыт зару-
85 —

Таблица 3.8
Место строительства	Стоимость, отнесенная к 1 м* вместимости резервуара*			
	устройства свайных фун- даментов	замены грунта	уплотнения временными насыпями	контролируе- мых гидро- испытаний
США, Кали- форния США, Мисси-	6,25	6	2,62	0,94
	4,72	4,21	2,36	0,57—0,65'
сипи США, Масса-	5,56—6,94	5,56	2,72	0,83
чусетс Панама	5	4,7	3,12	0,75
СССР	7,52	—	4,25—8,43	2,36—4,68
1 Стоимость для СШЛ и Панамы приведена в долларах, для СССР—в руб-
лях.
бежных фирм, стоимость таких работ не превышает
3—5 % стоимости работ по монтажу резервуара и со-
ставляет примерно 0,2—0,5 долл, на 1 м3 его вместимо-
сти.
Приведенные технико-экономические показатели, ко-
нечно, не отражают всего многообразия факторов, ока-
зывающих влияние на стоимость строительства резервуа-
ров в разнообразных инженерно-геологических условиях.
Вместе с тем они показывают, что свайные фундаменты
являются наиболее материалоемкими и дорогостоящими
и применение таких фундаментов требует специального
обоснования.
Многолетний опыт строительства резервуаров в слож-
ных ипжеиерпо-геологических условиях позволил выра-
ботать целый ряд способов, позволяющих успешно ре-
шать задачи строительства с минимальными затратами
материалов и средств. Наиболее перспективным можно
считать метод уплотнения слабых грунтов в основаниях
резервуаров с помощью контролируемых гидроиспыта-
ний. Такой метод, кроме снижения стоимости, обеспечи-
вает минимальные сроки строительства, поскольку по-
зволяет ввести резервуар в эксплуатацию сразу же после
окончания гидроиспытаний. К недостаткам этого способа
уплотнения следует отнести необходимость в отдельны'х
случаях выполнения работ по ликвидации деформаций
резервуара в результате возможных неравномерных оса-
док.
— 86 —

Глава 4. АВАРИИ РЕЗЕРВУАРОВ
1. Причины, приводящие к авариям резервуаров
Несмотря на огромное число построенных и эксплуа-
тирующихся в настоящее время во всем мире резервуа-
ров различных объемов, информации об их авариях в ли-
тературных источниках сравнительно немного. С одной
стороны, это объясняется наличием строго регламенти-
рованных правил строительства и высоким техническим
уровнем эксплуатации этих сооружений, а с другой сто-
роны, нежеланием частных компаний по нефтедобыче
и переработке нефтепродуктов давать негативную ин-
формацию о делах своих фирм.
Аварии крупных стальных резервуаров, сопровожда-
ющиеся разливом огромных масс жидкости, могут приве-
сти и приводили к катастрофическим последствиям с че-
ловеческими жертвами, нарушениям нормальной эксплу-
атации, а также к значительному загрязнению окружа-
ющей среды.
Основными причинами аварий могут явиться: а) де-
фекты сварных соединений; б) искажение формы обо-
лочки из-за низкого качества ее монтажа или некачест-
венно выполненного фундамента; в) воздействие низких
температур окружающего воздуха; г) вибрационное воз-
действие насосов при перекачивании жидкости; д) не-
равномерное оседание основания; е) местные просадки
основания; ж) размыв несущего слоя основания жидко-
стью при повреждении днища коррозией.
В настоящей главе остановимся на примерах аварий,
связанных с деформациями оснований и фундаментов ре-
зервуаров.
Аварии, вызванные потерей устойчивости оснований
резервуаров или их неравномерными осадками, рассмот-
рим па примерах, опубликованных в технической лите-
ратуре и относящихся к опыту строительства и эксплу-
атации резервуаров в различных странах. Как правило,
все аварийные резервуары были построены на сильно-
сжимаемых грунтах.
2. Аварии, вызванные потерей устойчивости оснований
Устойчивость оснований определяют два основных
фактора:
1) приложенная к основанию нагрузка, которая оп-
— 87 —

Рис. 4.2. Линия скольжения при местной
потере устойчивости основания резервуара
Рис. 4.3. Авария резервуара в
Шеллхавене
1 — резервуар; 2 — подушка; 3—
суглинок; 4 — слабый глини-
стый грунт
Рис. 4.4. Потеря устойчивости1
основания резервуара в Квебе-
ке
/—резервуар диаметром 15,2 м;
2 —то же, диаметром 21,3 м;
5 —песчаная подушка; 4 —об-
валовка; 5 — поверхностный
слой; о— нагрузка при аварии
Рис. 4.5. Авария резервуара Т-8
„ ™ Р^ервуар; 2 — суглинок
пластичный; 5 — глина; 4—пер-
вичное нагружение; 5 — момент
аварии; 6 — повторное нагру-
жение
— 88 —

ределяется удельным весом хранимого в резервуаре про-
дукта, весом конструкций резервуара и удельным весом
материала подушки;
2) прочностные характеристики грунтов в основании
резервуара и форма потенциальной поверхности сколь-
жения, по которой происходит сдвиг части основания, на-
ходящейся в предельном состоянии.
Как правило, исследователи выделяют две формы по-
верхностей скольжения, одна из которых связана с об-
щей потерей устойчивости основания (рис. 4.1), а другая
характеризует потерю устойчивости локального участка
основания (рис. 4.2).
Одной из первых аварий резервуара можно считать
аварию в Шсллхавсне, материалы о которой были опу-
бликованы в технической литературе (И. К- Никсон,
1949). Резервуар диаметром 6,7 м, высотой 9,7 м был по-
строен на толстом слое слабой глины, сверху которой
был отсыпан слой из обломков мела. Значение недрени-
ровэнного сопротивления сдвигу для слоя слабой глины
пе превышало 0,11 МПа. За 5 дней резервуар был полно-
стью заполнен водой и, спустя несколько часов, опроки-
нулся. Специалисты, анализировавшие эту аварию, при-
шли к заключению, что она произошла в результате воз-
никновения нестабилизированного состояния в слое
слабой глины из-за быстрого приложения нагрузки
(рис. 4.3). По схеме общей потери устойчивости основа-
ния было установлено, что коэффициент надежности для
данного случая в момент аварии был равен 0,86. При ана-
лизе этой аварии впервые было использовано понятие
о нестабилизированном состоянии грунта и использова-
ны значения прочностных характеристик, соответствую-
щие этому состоянию.
Резервуар в Квебеке (Д. Д. Браун, 1964) имел диа-
метр 21,3 м, высоту 13,4 м и был возведен на песчаной по-
душке толщиной 3,7 м, которая отсыпана на слое слабой
морской глины (рис. 4.4). Рядом с этим резервуаром на
той же песчаной подушке был возведен второй резер-
вуар меньшего диаметра (15,2м). Вокруг обоих резер-
вуаров отсыпана песчаная дамба для предупреждения
разлива нефти по территории в случае возможной ее по-
тери из резервуаров или из подводящих трубопроводов.
Свойства слабой глины в основаниях резервуаров до
строительства пе изучались. Исследования, проведен-
ные после аварии, позволили установить, что показатели
— 89 —

прочности в недренированном состоянии изменяются
в пределах 0,01—0,03 МПа. Несколько необычным явля-
ется то обстоятельство, что резервуары не были испыта-
ны водой до начала их эксплуатации. Началась эксплуа-
тация с того, что резервуар большего диаметра был
заполнен нефтью на высоту 3,5 м и нагрузка поддержива-
лась на этом уровне в течение 4,5 мес. После этого он был
заполнен нефтью полностью в течение короткого проме-
жутка времени. Спустя сутки произошла потеря устой-
чивости основания, резервуар разрушился и нефть разли-
лась по всей территории площадки. В связи с тем что
нагрузка передавалась на основание быстро, были вы-
полнены расчеты устойчивости основания в целом и ло-
кальной потери устойчивости с учетом нестабилизирован-
ного состояния грунтов в основании. Определенные та-
ким образом коэффициенты надежности составили 1,05
и 1,02 соответственно. Оба коэффициента свидетельству-
ют о том, что авария вероятнее всего произошла в резуль-
тате потери устойчивости основания. Соседний резервуар
меньшего диаметра эксплуатировался нормально.
Случаи общей потери несущей способности основания
под резервуарами довольно редки. Как правило, они про-
исходят под частью резервуара, т. е. наблюдается местная
потеря устойчивости. Так, опасный наклон и поврежде-
ния получил резервуар Т-8 на нефтеочистительном заво-
де фирмы «Де Нордике Фабрикен», находящемся в юго-
восточной Норвегии (Л. Бьеррум и др., 1957). Площадка
строительства была сложена мощной толщей отложений
слабых «илистых» морских глин. Ранее построенные ре-
зервуары имели среднюю и сравнительно равномерную
осадку от 50 до 100 см. При этом не было зафиксировано
ни одного случая повреждения корпусов резервуаров.
Весной 1952 г. внезапное увеличение поставки китового
жира потребовало быстрого сооружения нового резервуа-
ра вместимостью 6000 м3, высотой 12,2 м и диаметром
25 м. Резервуар был установлен на бетонной плите тол-
щиной 15 см, под которую сделана подготовка из слоя
гравия толщиной 35 см (рис. 4.5). Вес пустого резервуара
составил 500 кН. Когда сооружение резервуара было за-
кончено, в него в течение 35 ч было накачано 5000 м3 во-
ды. В процессе пробного заполнения и после него резер-
вуар находился под геодезическим наблюдением. Спустя
2 ч после окончания заполнения было обнаружено разру-
шение стенки и резкий наклон резервуара. В стороне на-
— 90 —

клона обнаружился выпор грунта с максимальным вспу-
чиванием примерно 40 см. Неравномерная осадка резер-
вуара после снятия нагрузки составила около 50см.
Общий вес резервуара в момент появления разрушения
составлял 5500 кН, что создавало давление на основание
112 кПа.
Дополнительно проведенные инженерно-геологические
изыскания позволили установить, что под восточной ча-
стью резервуара на стороне наклона залегал более сла-
бый грунт, чем под противоположной частью, где глина
имела более высокие значения сопротивления сдвигу.
Расчеты устойчивости грунта по формуле Скемптона
и лабораторные исследования подтвердили, что на грунт,
находящийся под восточной частью резервуара, нельзя
было сразу передавать давление 112 кПа без предвари-
тельного обжатия, как это делалось на ранее построен-
ных резервуарах на этой же площадке. Спустя два года
после аварии на этом же месте был возведен новый резер-
вуар такого же объема, который в дальнейшем нормально
эксплуатировался, хотя его осадка составила более 50 см.
Подобная авария произошла ранее на нефтехранили-
ще Карипито (Венесуэла) (Е. Д. Карлсон и др., 1961).
Резервуар объемом 23,8 тыс. м3 имел диаметр 45,7 м
и высочу 14,6 м. Основание сложено из псунлотпенного
насыпного груша, состоящего из глины и гравия, имею-
щего форму клина с толщиной, меняющейся от 0,61 до
1,22м (рис. d.G). Насыпной грунт компенсировал неболь-
шой уклон поверхности в юго-восточном направлении.
Далее следовал слой бурой глины толщиной 1,8 м с со-
противлением сдвигу 34,4 кПа, под которым до глубины
5,8 м залегал слой ила с сопротивлением сдвигу 89 кПа.
11а глубине 5,8—15,8 м залегали пески и пластичные гли-
ны с сопротивлением сдвигу всего 16,7 кПа. Ниже 15,8 м
сопротивление сдвигу возрастало до 33,5 кПа.
В период гидравлического испытания резервуар был
заполнен водой до уровня 13,9 м за 33 дня с одним четы-
рехдневным перерывом. Эта нагрузка выдерживалась
в течение 1 мес. Геодезические наблюдения выявили бы-
строе возрастание осадки стенки сразу же после дости-
жения давления 140 кПа, однако через несколько дней
скорость оседания значительно снизилась и было принято
решен не увеличить давление до 167 кПа. Через 4 дня ско-
рость оседания грунта в двух наблюдаемых точках на
юго-восточпой части резервуара начала резко увеличи-
— 91 —

Рис. 4.7. Положения днища резервуара диаметром 45,7 м после аварии
/ — до гидравлических испытаний; 2 — после испытаний
ваться и через 4 недели максимальный перепад отметок
вдоль корпуса составил 85 см. К моменту выпуска воды
из резервуара осадка в этих точках изменялась от 90 до
175 см. Изучение профилей оседания днища показало,
что наибольшие смещения были сконцентрированы вдоль
юго-восточной кромки резервуара. Оседание в этой части
днища было примерно на 1 м больше, чем в центре дна
резервуара. При этом четко фиксировалось вдавливание
резервуара в грунт. В то же время не было отмечено ни-
какого поднятия окружающего грунта.
Основываясь на результатах полевых наблюдений
и изучении кривых оседания и профилей днища резерву-
— 92 —


Рис. 4.8. Авария резервуара диа-
метром 35,4 м
1 — резервуар; 2 — поверхностный
слой; 3 — суглинок; 4 — положение
днища после аварии
S, CM
Рис. 4.9. Авария резервуара Т-1701
1 — резервуар; 2 — песок; 3 — ил:
4— положение днища после первой
аварии; 5 — то же, после второй
аварии
ара, а также на результатах анализа устойчивости, был
сделан вывод, что разрушению основания в основном спо-
собствовали три фактора:
резервуар продавил относительно слабо уплотненную
верхнюю часть основания из гравия с глиной, разрушив
ее и верхний слой пластичной глины;
слой, залегающий на глубине 5,8—22,3 м, также раз-
рушился под действием сдвиговой нагрузки; сечение, по-
казывающее оседание днища резервуара, выявило зону
разрушения, распространяющуюся на расстояние 21,3 м
от его корпуса, т. е. почти до центра резервуара (рис. 4.7);
все основание резервуара значительно осело в резуль-
тате быстрой консолидации подстилающих слоев; очевид-
но, в подстилающих слоях происходил постоянный про-
цесс консолидации с соответствующим возрастанием со-
противления сдвигу даже после перегрузки основания
и его разрушения.
После слива воды и обводнения участков в пределах
обвалования аварийный резервуар сняли с основания
и отбуксировали. После осушения площади удалили на-
сыпную часть основания, состоящую из гравия, и слой
бурой пластичной глины, залегавший до глубины 1,8 м.
Затем основание восстановили путем укладки хорошо
уплотненной сланцевой глины. Участок повторно залили
— 93 —

водой и резервуар переместили на первоначальное место.
После осушения участка вокруг резервуара уложили при-
грузочный грунтовой слой толщиной 1,2—1,8 м. Вторичное
гидравлическое испытание показало, что осадка стенок
корпуса составила 15—21 см при максимальной неравно-
мерности осадки 6 см. Это позволило в дальнейшем нор-
мально эксплуатировать резервуар.
Еще одна авария, связанная с локальной потерей
устойчивости, произошла в основании резервуара диамет-
ром 35,4 м и высотой 9,2 м (Б. Ф. Саурин, 1949). Резер-
вуар установлен на толстом слое очень слабой илистой
глины, сверху которой отсыпана подушка толщиной 0,6 м
из гравелистого материала, пропитанного нефтью
(рис. 4.8). Резервуар заполнялся продуктом в течение
30 дней, и уровень нагрузки поддерживался еще в течение
42 дней. К концу этого периода был отмечен некоторый
выпор грунта за пределами резервуара, однако потеря
устойчивости не имела катастрофических последствий.
Продукт из резервуара удалили и выполнили геодезиче-
ские измерения положения его днища. Результаты изме-
рений, приведенные на рис. 4.8, показывают, что под од-
ной частью резервуара осадки, вызванные выпором грун-
та, значительно превысили осадки противоположной
части днища. Замеренный за пределами резервуара подъ-
ем поверхности грунта достигал 7 см, что свидетельство-
вало о начале выпора. Своевременная разгрузка основа-
ния позволила избежать полной потери его устойчивости.
Выполненные расчеты показали, что коэффициенты на-
дежности составили: 0,81 для общей потери устойчиво-
сти основания и 0,72 для потери устойчивости основания
на локальном участке. И в этом случае основной причи-
ной аварии было названо быстрое приложение нагрузки,
развитие нестабилизированного состояния грунта в осно-
вании и связанный с этим выпор грунта, определивший
характерный профиль неравномерных перемещений дни-
ща резервуара.
Аналогичная форма днища была зафиксирована и при
аварии резервуара Т-1701 (Е. Д. Карлсон и др., 1961).
Этот резервуар был возведен на тонких слоях мелкого
песка, под которыми залегал слой слабого илистого грун-
та (рис. 4.9). Резервуар имел диаметр 45,7 м и высоту
14,6 м. Данные о свойствах грунтов в основании резерву-
ара и данные о скорости его заполнения отсутствуют. Из-
вестно лишь, что этот резервуар -испытывался водой
— 94 —

дважды, и в обоих случаях происходили разрывы днища
из-за больших неравномерных осадок. Профили осадок
днища после двух испытаний (см. рис. 4.9) позволяют
предположить, что в обоих случаях происходил выпор
в краевых участках резервуара, характерный для ло-
кальной потери устойчивости основания. В результате
под часть резервуара пришлось установить сваи, а по
периметру резервуара — кольцевые железобетонные стен-
ки. Проведенное после этого гидроиспытание резервуара
прошло успешно, и он был принят в эксплуатацию.
Рассмотренные аварии позволяют назвать несколько
характерных особенностей, связанных с потерей устойчи-
вости оснований резервуаров.
Во-первых, во всех случаях отмечается быстрое при-
ложение нагрузки на основания, сложенные слабыми во-
донасыщенными грунтами, вследствие чего в поровой во-
де возникают значительные избыточные давления, кото-
рые из-за низких фильтрационных свойств грунтов
приводят к возникновению нестабилизированного состоя-
ния. Сопротивление сдвигу грунтов в таком состоянии
оказывается уменьшенным за счет снижения эффектив-
ных напряжений в скелете грунта.
Во-вторых, во всех случаях отмечается подъем поверх-
ности территории за пределами резервуаров, обусловлен-
ный выпором части грунта из-под резервуара. При этом
возможны общая потеря устойчивости основания, когда
грунт выдавливается в одну сторону и резервуар опроки-
дывается как единое жесткое сооружение, или выпор
грунта из-под части резервуара, свидетельствующий
о местной (локальной) потере устойчивости основания.
Такому развитию событий способствует высокая гибкость
и податливость конструкций резервуара. Аварии в этом
случае, как правило, не имеют катастрофических послед-
ствий, однако необходимы систематические наблюдения
за развитием осадок резервуаров с тем, чтобы можно бы-
ло принять своевременные меры по предупреждению та-
ких аварий и по обеспечению необходимых для нормаль-
ной эксплуатации условий.
3. Разрушения резервуаров
в результате неравномерных осадок
В августе 1966 г. на площадке нефтебазы вблизи Лон-
дона произошла авария двух резервуаров вместимостью
2 и 5 тыс. м3 [46]. Оба резервуара имели высоту 12,8 м.
— 95 —

Диаметр меньшего резервуара составлял 14,6 м, больше-
го — 24,4 м.
На первой очереди строительства было построено
33 резервуара, которые с февраля 1966 г. подвергались
гидравлическим испытаниям. Эти испытания проводились
одновременно для двух резервуаров; на слив затрачива-
лось не более одной недели. Резервуары, на которых про-
изошла авария, заполнялись водой в последнюю очередь,
причем оба резервуара разрушились один за другим
в течение одной недели после того, как находились под
нагрузкой в течение месяца.
Исследования обстоятельств аварии показали, что
в днище возникли разрывы, а быстрое опорожнение при-
вело к образованию вакуума, который вызвал разруше-
ние резервуара. Днища других резервуаров, находящихся
на этой площадке, в большинстве случаев имели повреж-
дения, возникшие при гидравлических испытаниях, а ис-
кажение формы оболочки некоторых резервуаров было
столь значительным, что образование разрывов днища
было вполне вероятным. Поскольку разрушенные резер-
вуары были быстро демонтированы и осадки их основа-
ний не установлены, в 1967 г. на этой же площадке произ-
ведено опытное наполнение резервуара диаметром 17,1 м,
высотой 12,8 м. Так как инженерно-геологические условия
оснований были практически равноценными, то можно
считать, что осадка опытного резервуара примерно равна
осадке разрушившихся резервуаров.
Из рис. 4.10 видно, что осадки были довольно боль-
шими и неравномерными. При этом соотношение осадки
центра основания к осадке его края составило 1,9—2. По
результатам натурных наблюдений и данным компресси-
онных испытаний образцов грунтов были вычислены мгно-
венные осадки и осадки уплотнения, накопившиеся после
месячной выдержки нагрузки (табл. 4.1).
Проведенные исследования сварных швов днища
у разрушившихся и неповрежденных резервуаров показа-
ли отсутствие различия в качестве сварки. Изучение форм
разрыва днища аварийных резервуаров, измерение оса-
док и обследование днищ неповрежденных резервуаров
позволили предположить, что причиной аварий являются
неравномерные осадки оснований. Днища резервуаров
были смонтированы раньше оболочки и уложены на про-
филированную насыпь, опускающуюся к центру с укло-
ном в 2 %. Это было сделано вопреки британскому стан-
— 96 —

50
100
р,кПа
5, см
Рис. 4.10. Осадки резервуара диаметром 17,1 м
1 — средние по периметру; 2 — в центре днища
Рис. 4.11. Прпфиди днища резервуара
! ~ перед iiuipntinii'iittiiiuiMit; ‘J - п процессе шщьема; J -после аварии; 4 —
шиле нервен и i it;i ронгны I .liiini
( h '<Дка
Ml tuтенияЯ*
no цен ipy
» краю
30 % ное уплотнение:
по пенгру
краю
Таблица 4.1
hi.i'ieiiii.i осадки, мм, резервуара
диаметром, м
1'1,6	24,4
570	1090
300	530
380	460
200	210
дарту, который рекомендует, чтобы днища полого подни-
мались при максимальном уклоне 0,83 %. Неравномерные
осадки вогнутого в начальный период днища резервуара
вызвали недопустимые растягивающие напряжения в ли-
стах днища и в сварных швах, вследствие чего образова-
лись трещины. В результате исследований был сделан
вывод, что аварии резервуаров с разрывом днища могут
произойти, если относительная разность осадки края
7—88
— 97 —

и середины основания резервуара превысит 2 % диаметра
резервуара.
На площадке крупного парка резервуара вблизи
г. Фоулей (Англия) аварии происходили неоднократно.
Первая авария отмечена в 1955 г., когда два резервуара
получили сильные повреждения при гидравлическом ис-
пытании (Д. С. Кларк, 1971). Первоначально причиной
аварии считалось хрупкое разрушение оболочки, однако
спустя 15 лет при изучении обстоятельств других анало-
гичных аварий пришли к выводу, что главной причиной
являются большие локальные просадки оснований. В на-
чале 70-х годов произошли три крупные аварии резервуа-
ров новой постройки диаметром 53 м, в одном из которых
находилась нефть, а в других — вода. После аварии один
из резервуаров был обследован более детально. Во время
его аварии излившейся водой в основании была продела-
на промоина, окружность которой превысила 20 м, а глу-
бина достигла 5 м. В результате была размыта противо-
пожарная насыпь, повреждено различное оборудование.
На рис. 4.11 показаны профили днища резервуара в диа-
метральном направлении. Разность осадок листов днища
на первых 2 м от края составила около 25 см, а уклон
днища на этом участке достиг значительной величины,
равной 0,07. Вместе с тем измерениями установлено, что
разность перемещений днища неповрежденных резервуа-
ров на этой же площадке не превышала 4—5 см.
Результаты обследований позволили восстановить по-
следовательность событий при развитии аварии. Перво-
начальной причиной аварии, по-видимому, послужила
трещина в металле днища или в сварном шве на участке,
имевшем максимальные локальные перемещения. По-
скольку основание дренировало относительно слабо, вы-
текающая жидкость привела к насыщению грунта водой,
снижению его несущей способности и размыву, что спо-
собствовало увеличению перемещений и дальнейшему
раскрытию трещин. Хотя утечки обнаружились быстро
и были приняты меры по опорожнению резервуара, од-
нако предотвратить аварию все же не удалось. Локаль-
ные просадки основания возникли по ряду причин, в том
числе из-за плохой организации работ по исправлению
стенки: ниши под домкраты значительно ослабили осно-
вание, а подъем отдельных участков днища привел к об-
разованию недопустимых растягивающих напряжений
в металле. Этот пример показывает, что исправление обо-
— 98 —

Рис. 4.12. Допустимые прогибы
днища резервуаров
лочки резервуара при больших перемещениях поверхно-
сти основания следует сочетать с подъемом и опусканием
ее отдельных участков с тем, чтобы уклоны днища у края
нс получали чрезмерного развития.
На рис. 4.12 показаны вычисленные разности осадки
между краем и центром резервуара в зависимости от его
диаметра. Приведенный пример подтверждает, что раз-
нос гь осадки участков днища, при больших ожидаемых
осадках, подлежит обязательному учету.
4. Анализ аварий резервуаров
В декабре 1974 г. произошла авария резервуара Т-270
объемом 50 тыс. м3 корпорации Митсубиси (Япония)
|38]. Группа резервуаров этой корпорации расположена
на побережье морского залива на площадке, сложенной
слабыми грунтами. Причиной аварии явилось неравно-
мерное оседание основания, в результате чего образовал-
ся разрыв между стенкой и днищем, длина которого по
дуге достигла 10 м, а раскрытие— 15 см. Вся нефть, на-
ходящаяся в резервуаре, вытекла в море. Эта авария при-
вела к необходимости срочного опорожнения всех резер-
вуаров, возведенных в Японии на идентичных основаниях,
и освидетельствования их на предмет дальнейшей без-
аварийной работы специалистами, которые должны были
выдавать разрешение на дальнейшую их эксплуатацию.
Кроме того, авария послужила поводом к пересмотру тех-
нических условий, действовавших в Японии до 1974 г.,
с целью выработки мероприятий, предотвращающих воз-
можные аварии, и к обширным натурным исследованиям.
Резервуар Т-270 построен на площадке, образованной
7*
— 99 —

Рис. 4.13. Геологический разрез основания
резервуара Т-270
7 —песок мелкий; 77 — заиленный сугли-
нок; /// — глина плотная;	7 V —песок
плотный с гравием
4.13
4.14	4.15
Рис. 4.14. Осадки резервуара в период
гидроиспытаний
1 — при заполнении резервуара водой; 2—
минимальные по периметру; 3 — макси-
мальные по периметру; 4—в центре дни*
ща
Рис. 4.15. Осадки по периметру
1 — глинистого грунта; 2 — малосжимаемо-
го грунта; 3 — пустого резрвуара; 4 — за-
полненного резервуара
гидронамывом местного грунта на слой слабых грунтов
толщиной около 16 м. Перед строительством резервуара
площадка была предварительно уплотнена временной на-
сыпью. Для ускорения консолидации использованы пес-
чаные дрены, скважины водоотлива и вакуумные скважи-
ны. Грунты основания уплотнены путем контролируемого
заполнения резервуаров водой в период их гидроиспыта-
ний. Грунтовые условия площадки строительства в обоб-
щенном виде представлены на рис. 4.13.
Перед началом работ по уплотнению временной на-
— 100 —

сыпью в пределах контура будущего резервуара было из-
готовлено около Зтыс. песчаных дрен диаметром 120 мм,
длиной 17 м, расстояние между осями которых было при-
нято равным 2 м. Затем на месте резервуара была отсы-
пана насыпь толщиной 4,5 м. По периметру насыпи устро-
ены скважины для водоотлива диаметром 38 мм и длиной
8,3 м с интервалом 1,5 м. Кроме этого, непосредственно
под центром будущего резервуара пробурены три ваку-
умные скважины для откачивания воды. С помощью во-
допонизительных установок уровень подземных вод был
понижен на 5,5 м, что в сумме с весом песчаной насыпи
высотой 4,5 м создавало дополнительное давление на слои
грунта около 0,13 МПа.
В результате проведенных работ по предварительному
уплотнению в центральной части площадка имела осадку
88,9 см, а в точках по периметру будущего резервуара —
(И—71см. Уплотнение осуществлялось на протяжении
2 мес. Представленные на рис. 4.14 кривые развития
осадки во времени показывают, что спустя 2 мес посл^
начала предварительного уплотнения развитие осадок
начало стабилизироваться, т. е. процессы уплотнения сло-
ев слабых грунтов завершились. Поэтому водопонижение
было прекращено, насыпь с площадки строительства уда-
лена и смонтирован резервуар. При монтаже резервуара
применен эрлифтный метод, заключающийся в том, что
вначале были сварены крыша и верхние пояса стенки
резервуара, после чего их с помощью сжатого воздуха
подняли в проектное положение и провели сварку ниж-
них поясов стенки резервуара. Последний сварной шов
был устроен в месте сопряжения стенки резервуара с дни-
щем. При предварительном рассмотрении высказывались
предположения, что причиной аварии явилось низкое ка-
чество этого шва.
Стенки резервуара Т-270 опирались на изготовленный
цз железобетонных блоков размером 0,12X0,24x0,3 м
кольцевой фундамент, под которым был устроен слой из
уплотненного щебня толщиной около 1 м. Под днищем
резервуара отсыпана песчаная подушка толщиной 1,45 м.
После завершения монтажа проведены гидроиспыта-
лпя резервуара, которые осуществлялись путем заполне-
ния резервуара морской водой отдельными ступенями
с выдержкой каждой ступени в течение приблизительно
|0 дней. Полностью резервуар был заполнен за 90 дней,
рендка на конец испытаний составила 71 см в центре
— 101 —

и 50—56 см по периметру резервуара. Здесь следует от-
метить, что в период, когда резервуар на половину (12 м)
был заполнен водой, в непосредственной близости от него
был отрыт котлован 2,3x5,4 м для устройства железо-
бетонного фундамента под лестницу, ведущую на крышу
резервуара. Поскольку разрыв днища произошел в рай-
оне фундамента, высказывалось предположение, что при-
чиной аварии послужили работы, связанные с разработ-
кой котлована вблизи стенки резервуара.
По окончании гидроиспытаний резервуар был принят
в эксплуатацию и начиная с 8 мая 1974 г. использовался
для хранения нефти. За весь период эксплуатации ре-
зервуар то почти полностью заполнялся нефтью, то поч-
ти полностью опорожнялся. Причем циклы нагрузка-
разгрузка повторялись в среднем 3 раза в месяц вплоть
до аварии, произошедшей спустя 7 мес после нача-
ла эксплуатации. За этот период центральная часть
резервуара претерпела дополнительную осадку порядка
10,2 см.
Зимой 1945—1946 гг. на окраине г. Эссекса (Англия)
(Г. Г. Меергоф, 1951) началось строительство резервуара
диаметром 37,8 м, высотой 11,1м. Стальной резервуар
возведен на сплошной железобетонной плите диаметром
38,4 м. Плита в большей своей части имела толщину
15,2 см и только по периметру было выполнено утолще-
ние в виде монолитного кольцевого фундамента. Строи-
тельство было завершено в течение 1 года, и резервуар
сдан в эксплуатацию. В период первого его заполнения
зарегистрирован большой крен, который существенно на-
рушил работоспособность всего сооружения. Резервуар
пришлось опорожнить. Специалистами было принято ре-
шение провести детальное изучение инженерно-геологиче-
ских условий строительства, и с этой целью- с внешней
стороны резервуара пробурено около 25 скважин и шур-
фов. Установлено, что непосредственно под фундаментом
резервуара залегает слой слабой коричневатой глины,
толщина которого по диаметру резервуара изменяется от
10—15 см с одной стороны и до 2,5—2,8 м с другой. Ниже
расположен слой плотного гравелистого песка толщиной
около 3 м, под которым залегают лондонские глины тол-
щиной приблизительно 60 м. Подземные воды обнаруже-
ны на уровне верха слоя гравелистого песка. Основное
внимание уделялось изучению слоя коричневой глины,
расположенного непосредственно под фундаментом ре-
- 102 —

зервуара. Ее природная влажность изменялась от 35 %
в верхней части слоя до 50 % на контакте со слоем гра-
велистого песка. Среднее значение влажности на границе
раскатывания составило 20 %, а на границе текучести —
75 %. Показатель консистенции глины составлял 0,27—
0,50, что позволяет отнести их к тугопластичным. Значе-
ния модулей деформации изменялись от 3 МПа при пер-
вом нагружении до 6 МПа при повторном нагружении.
Среднее значение коэффициента консолидации не превы-
шало 0,012 см2/мин.
Наблюдения за осадками резервуара в период его гид-
роиспытаний показали, что после завершения строитель-
ства обнаруживается крен резервуара в южном направ-
лении. Осадка развивалась неравномерно и составила
1,3 см в северной части и 10 см — в южной. Направление
крена соответствовало направлению, в котором было от-
мечено увеличение толщины слабых грунтов под фунда-
ментом резервуара. Различная толщина слоя слабого
грунта была названа в качестве основной причины крена
и неравномерных осадок. На рис. 4.15 приведена кривая,
\ a pa Ki ери iy ющая перемещения точек по периметру ре-
(срвуара, а также кривая изменения толщины слоя сла-
бого грунта вдоль периметра. Сопоставление показывает,
что кривая осадок точек по периметру резервуара практи-
чески полностью повторяет профиль поверхности подсти-
лающего слоя гравелистых песков.
После установления причин аварии были разработа-
ны мероприятия по усилению фундамента резервуара.
11оскольку в северной части фундамент опирался на слой
гравелистого песка, усилению подвергалась лишь южная
часть резервуара. Для этого были использованы железо-
бетонные балки, заделанные в кольцевой фундамент на
растоянии от 1,5 до 4,5 м друг от друга. В непосредствен-
ной близости от стенки резервуара были погружены же-
лезобетонные сваи площадью сечения 25X25 см, заглуб-
ленные приблизительно на 1,5 м в гравелистые пески. На
эти сваи опирались железобетонные балки, один конец
которых заведен в кольцевой фундамент, а другой конец
пригружен слоем грунта, образовавшим защитную стен-
ку. Таким образом, большая часть нагрузки от веса ре-
зервуара и хранимого продукта была передана на слой
гравелистого песка. После завершения работ по усиле-
нию фундаментов резервуар вновь был заполнен водой
и получил еще небольшую часть дополнительных осадок
— 103 —

Рис. 4.16. Осадки резервуара на си льносжимаемых грунтах
а — разрез; б — узел опирания стенки на фундамент; в — профиль днища;
/ — резервуар; 2 —слой ила; 3 —суглинок; 4 —кривая осадки днища; б — воз*
душный зазор; 6 — кольцевой фундамент; 7 — кольцевая стенка
а)	б)
Рис. 4.17. Прогибы днищ резервуаров
а — локальный; б — общий

(см. рис. 4.15). Однако эти осадки были весьма незначи-
тельны и никак не отразились на эксплуатации резервуа-
ра в дальнейшем.
Еще один пример неравномерных осадок резервуара
диаметром 45,1 м и высотой 17,1 м рассмотрен в работе
[38]. Резервуар возведен на площадке, сложенной двумя
слоями сильносжимаемых грунтов (рис. 4.16, а). Посколь-
ку расчетные осадки значительно превышали допустимые,
было принято решение о предварительном уплотнении
территории строительства с помощью временной песчаной
насыпи. Нагрузку от насыпи выдержали в течение 4 мес,
после чего насыпь удалили и начали строительство ре-
зервуара для хранения сжиженного, сопутствующего
нефти газа. Отличительная особенность фундамента этого
резервуара заключается в устройстве по его периметру
кольцевой железобетонной стенки длиной около 4,4 м,
расположенной непосредственно под стенкой резервуара
(рис. 4.16,6). Эта кольцевая стенка прорезала полностью
верхний слой сильносжимаемого илистого грунта и ча-
стично входила своей нижней частью в подстилающий
(‘лоп менее сжимаемого грунта. По окончании монтажа
резервуар в течение 2,5 мес заполняли водой и при этой
нагрузке выдерживали еще в течение 4 мес. После этого
воду из резервуара откачали и провели измерения нерав-
номерных осадок его днища. Обнаружено, что в месте
опирания днища на кольцевой железобетонный фунда-
мент образовался значительный зазор между днищем
н поверхностью песчаной подушки (см. рис. 4.16,6),
а в некоторых местах произошли разрывы швов на днище.
Были приняты меры по восстановлению первоначального
положения днища и тщательному заполнению образовав-
шихся полостей уплотненным песком. Затем резервуар
испытали повторно, и, поскольку эти испытания прошли
успешно, он был принят в эксплуатацию.
Этот пример показывает, что использование различ-
ного рода кольцевых фундаментов под стенкой резервуа-
ра может в значительной степени увеличить неравномер-
ность осадок днища и даже привести к его разрушению.
Из показанного на рис. 4.16, в профиля днища видно, что
ei’o прогиб достигал 30 см. При полной нагрузке прогиб
был, очевидно, еще больше, так как приведенные на ри-
сунке данные соответствуют моменту, когда произошел
упругий подъем днища и основания после снятия нагруз-
ки. Поэтому к использованию кольцевых фундаментов по
- 105 -

периметру резервуара следует подходить осторожно, осо-
бенно в тех случаях, когда их строительство осуществля-
ется на сильносжимаемых грунтах и ожидаются большие
осадки резервуаров как в период гидроиспытаний, так
и в период эксплуатации.
Приведенные выше примеры показывают, что, хотя
катастрофических аварий в рассмотренных случаях и не
произошло, потребовались большие затраты средств
и времени на ликвидацию больших деформаций днищ ре-
зервуаров после их гидроиспытаний. В то же время эти
затраты не идут ни в какое сравнение с затратами и вре-
менем, необходимым для устройства фундаментов слож-
ных конструкций, например свайных.
Рассмотренные случаи аварий резервуаров, возведен-
ных на основаниях со слоями сильносжимаемых глини-
стых грунтов, позволяют выделить две характерные при-
чины. Одна из них связана с потерей устойчивости осно-
вания при быстром заполнении резервуара и развитием
нестабилизированного состояния в грунтах. Подобные
аварии вызывают большие неравномерные деформации
резервуаров и сопровождаются в большинстве случаев
подъемом поверхности грунта за пределами резервуара.
Возможен, конечно, подъем поверхности основания
и в пределах резервуара, однако зафиксировать его не
удается по вполне понятным причинам.
Неравномерные осадки в пределах днища резервуара
имеют своеобразные особенности, состоящие в том, что
максимальные осадки наблюдаются не в центральной ча-
сти днища, а приурочены к зонам, прилегающим к пери-
метру резервуара. На рис. 4.17, а в безразмерных коор-
динатах показана форма профиля днища, характерная
для резервуаров, в основании которых произошла потеря
устойчивости. Заштрихованная область соответствует
профилям днищ именно таких резервуаров. Максималь-
ные осадки в этом случае отмечены в области, располо-
женной примерно на расстоянии 0,7 /? от центра резер-
вуара.
Для предупреждения потери устойчивости оснований,
вызванных развитием нестабилизированного состояния
грунтов, может быть рекомендовано медленное заполне-
ние резервуаров водой или хранимым продуктом. Ско-
рость приложения нагрузки не должна превышать в этом
случае скорость консолидации оснований. Хотя такое за-
полнение и требует много времени, особенно при наличии
— юб —

в основаниях глинистых грунтов с низкими фильтрацион-
ными свойствами, такой прием может исключить необхо-
димость использования сложных и дорогостоящих конст-
рукций фундаментов. Для успешной реализации уплот-
нения грунтов нагрузкой от заполненного резервуара
необходимо организовать систематические наблюдения
за развитием его осадок.
Второй причиной аварий являются разрывы днищ ре-
зервуаров или разрушения сварочных швов в результате
больших прогибов. Форма прогиба в этом случае имеет
ярко выраженный максимум в центральной его части
(рис. 4.17, б). В результате в материале днища возникают
значительные растягивающие напряжения, которые могут
превысить допустимые значения. Величина прогиба
в этом случае зависит от прочности на разрыв используе-
мых сталей и от качества сварных швов.
Для предупреждения аварий подобного рода необхо-
димо применять дополнительные меры, снижающие не-
равномерные осадки.
5. Методы восстановления резервуаров
и ремонта фундаментов
Для исправления резервуаров, оболочка которых пре-
терпела деформации, превышающие установленные стан-
дартами нормы, применяют различные методы. При
<-троительствс некоторых крупных нефтебаз и хранилищ
работы по исправлению резервуаров стали частью тех-
нологии их строительства. Обычно такие работы выпол-
няют после проведения гидравлических испытаний и об-
жатия основания после глубинного водопонижения и т. п„
а также в порядке, планового ремонта и при развитии
опасных неравномерных осадок основания в эксплуата-
ционный период.
Подобные работы сопровождаются ремонтом несуще-
го слоя основания или заменой части фундамента, при-
шедшего в негодность. В большинстве случаев осущест-
вляется подъем стенки и днища с последующей подбивкой
основания, однако возможно и опускание отдельных уча-
стков основания, а также сочетание этих двух методов.
Специальная методика комплексного ремонта фунда-
мента и исправления оболочки резервуара разработана
в Японии. Она обеспечивает подъем на значительную вы-
— 107 —

соту (1,7 м) всей стенки или большей ее части с тем, что-
бы краевые участки фундаментов были доступны для
людей и механизмов. Для обеспечения оптимальных ус-
ловий работы подъемники размещают с шагом до 2 м.
При этом применяют средства синхронизации работы
подъемников, представляющие собой единую гидравли-
ческую систему управления ими. Скорость подъема опре-
деляется проектом и выдерживается с помощью автома-
тики. Ремонтные работы на практике выполняются по
специальным проектам, при разработке которых учиты-
ваются тип фундамента и резервуара, его вместимость,
степень неравномерности осадки основания. В результате
по этим данным выбирают подъемное оборудование, оп-
ределяют число опор и порядок их размещения в плане,
а также выполняют расчет напряжений в оболочке в за-
висимости от расстояния между подъемниками. При
необходимости разрабатывают способ усиления конст-
рукций резервуара, его фундамента и основания.
Перед началом восстановительных работ резервуар
промывают, демонтируют трубопроводы, устанавливают
заглушки и удаляют все вспомогательное оборудование.
Вокруг резервуара освобождают пространство шириной
не менее 2,5 м. Опоры подъемников устанавливают на
бетонных фундаментах, а подъемники закрепляют анкер-
ными болтами. С внешней стороны устанавливают опор-
ные выступы, строительные леса и подъемники. Подъем-
ники устанавливают строго вертикально. Затем устанав-
ливают насосную систему, пульт управления, клапаны
и стойки, прокладывают электрокабели и трубопроводы
между устройствами, обеспечивающими равномерный
подъем, крепят измерительные приборы, позволяющие ре-
гистрировать высоту подъема и опускания резервуара,
а также его горизонтальность. После этого резервуар
поднимают за счет повышения давления в гидросистеме
и регулярно контролируют осадку опор и подъемников,
а также измеряют напряжения в точках опор резервуара.
Такой же тщательный контроль производится при опуска-
нии резервуара после усиления основания.
Эта методика успешно применялась при восстановле-
нии нефтяного резервуара вместимостью 10 тыс. м3 (вы-
сота 22,7 м, диаметр 22,4 м, масса конструкций 270 т).
Для подъема использовали 36 подъемников с максималь-
ной грузоподъемностью 25 т, расположенных на рассто-
янии 2 м друг от друга. Работы выполнялись в соответ-
— 108 —

ciвии с японскими нормами по технике безопасности при
проведении восстановительных работ, связанных с подъ-
емом и опусканием нефтяных резервуаров, получивших
неравномерную осадку.
Большие восстановительные работы по обеспечению
нормальной работы резервуара вместимостью 24 тыс. м3
для аммиака были проведены в Индии [58, 59]. Резерву-
ар имел диаметр 41,6 м и высоту 17,4 м. Железобетон-
ные набивные сваи диаметром 50 см изготовлены по ме-
тоду «Франки» с помощью извлекаемой обсадной трубы,
погружавшейся до глубины 31,2—34,7 м. Вдоль восьми
концентрических окружностей располагалось 217 свай
с расстоянием между ними в ряду, равным пяти диамет-
рам сваи. Верх свай был объединен гибкой плитой из
армированного бетона, установленной примерно на
расстоянии 1 м над поверхностью земли для обеспечения
вентиляции и предотвращения повреждений, связанных
с заморозками на поверхности. При толщине плиты в
центре 50 см, а на периметре 40 см обеспечивался необ-
ходимый уклон от центра к периферии. Проектная не-
сущая способность свай составляла 880 Н. Сваи прохо-
дили через слой слабой морской глины толщиной 26 м
и заглублялись примерно на 8 м в подстилающий слой
тугопластичпой латериповой глины.
До введения в эксплуатацию резервуар был подверг-
нут гидравлическому испытанию водой. Предполагае-
мая испытательная нагрузка составляла 137,5 МН, а во-
да закачивалась в резервуар со скоростью, обеспечивав-
шей приращение нагрузки около 2,7 МН в день. При
достижении нагрузки 72 МН на сваях крайнего ряда
были отмечены трещины. Вода из резервуара была отка-
чана. Измерения показали, что плита под днищем про-
гнулась, приняв блюдцеобразную форму, а отклонение
в центре от проектного положения составило 45 см без
значительных деформаций на периферии.
Последующие статические испытания показали, что
несущая способность некоторых свай не превышала
180 Н, в то время как другие имели незначительную
осадку даже при нагрузке 1400 Н. Резкое уменьшение
несущей способности некоторых свай может быть объ-
яснено разрывом ствола сваи при бетонировании или
значительным сужением по глубине основания.
Перемещение резервуара на новый фундамент было
сопряжено с высокой стоимостью работ и значительным
— 109 —

временем на его устройство. В результате было принято
предложение, предусматривающее проведение ремонт-
ных работ с частичной компенсацией фундамента и подъ-
ем деформированной плиты ростверка с восстановлением
ее первоначальной конфигурации.
Подъем плиты осуществлялся в несколько этапов.
Плиту временно поддерживали с помощью стальной ра-
мы, которую закрепляли ниже уровня выреза. Все сваи,
за исключением свай крайнего ряда, разрезали для
введения гидравлических и винтовых домкратов. Арма-
турные стержни разрезали и отгибали, а верхнюю и ниж-
нюю поверхности вырезанной части сваи выравнивали
с помощью раствора. В вырезанную часть сваи вставля-
ли деревянные прокладки и три домкрата — два винто-
вых грузоподъемностью 120 кН и один гидравлический
грузоподъемностью 300 кН. После этого поддержива-
ющие стальные рамы убирали. Расстояние между вин-
товыми домкратами было достаточным для установки
между ними гидравлического домкрата. Подъем выпол-
няли с помощью гидравлических домкратов, а регули-
ровку винтовых домкратов проводили после каждой опе-
рации подъема. Подъем донной плиты контролировали
нивелиром, установленным на жестко фиксированной де-
ревянной платформе. Кроме того, постоянно проводили
измерение расстояний между поверхностями зазора, вы-
резанного в сваях.
Таким образом, для достижения проектного подъема
непрерывно работали 350 винтовых домкратов и 22 гид-
равлических домкрата грузоподъемностью 300 кН и вы-
ше. За первый час работы подъем был осуществлен при-
мерно на 2 см. Полный подъем в центре (на 55 см) был
достигнут за 10 дней. В течение этого времени произво-
дилось наблюдение за уровнем донной плиты и ее по-
следовательный подъем на разных стадиях представлялся
в графической форме (рис. 4.18). После завершения
подъема домкраты убирали, а на их место в зазоре
сваи плотно забивали стальную таврообразную плиту.
Для увеличения жесткости подземной конструкции
и уменьшения осадки был сооружен дополнительный фун-
дамент диаметром 42,5 м, глубиной около 5 м. Фрагмент
такого фундамента в разрезе приведен на рис. 4.19. По-
скольку сваи внешнего ряда имели высокую несущую
способность и незначительные осадки при нагрузке
880 кН в отличие от свай внутренних рядов, они были
— ПО —

Рис. 4.19. Усиление свайного фун-
дамента резервуара
1 — резервуар; 2 — плита роствер-
ка; 3 —кольцевая стена в грунте;
4 — кожух из монолитного бетона;
$ — железобетонное ребро дополни-
тельной плиты; 6 — торкретбетон;
7 — свая
Рис. 4.18. Положения плиты рост**
верка
/ — после подъема; 2 — промежу-
точное; 3 — после гидроиспытаний
изолированы от дополнительного фундамента с помощью
кожухов, что позволяло им работать отдельно. Такая
система, по мнению авторов работы, давала возможность
дополнительному фундаменту саморегулироваться при
осадке.
При повторном испытании водой до нагрузки 50 МН
существенных осадок фундамент не испытывал. В цент-
ре резервуара полные осадки плиты ростверка и допол-
нительного фундамента были почти равными. Однако на
периферии осадки дополнительного фундамента превы-
шали осадки соответствующих точек плиты ростверка.
Очевидно, это было связано с работой кожухов, допус-
кающих свободное движение свай крайнего ряда отно-
сительно дополнительного фундамента. При загружении
до нагрузки 11,4 МН максимальная разность осадок
в различных точках дополнительного фундамента состав-
ляла 23 мм, а его максимальный наклон был равен
1/1130. Максимальная разность осадок в различных точ-
ках плиты составляла 34 мм, а осадка по периметру
резервуара изменялась от 63 до 90 % осадки ее в цент-
ре. Состояние основания и фундамента резервуара было
признано нормальным, и он был заполнен жидким ам-
миаком.
— 111 —

Глава 5. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
ОСАДОК ОСНОВАНИЙ РЕЗЕРВУАРОВ ПОД НАГРУЗКОЙ
1. Методика измерений деформаций резервуаров
и применяемые приборы
В Советском Союзе и за рубежом проведены обшир-
ные натурные исследования процессов развития дефор-
маций оснований резервуаров, возведенных на слабых
грунтах, с использованием специально сконструирован-
ной измерительной аппаратуры. Эксперименты проводи-
лись для -проверки новых способов устройства основа-
ний и фундаментов и выяснения причин возникновения
аварий. Опытные работы являлись частью строительных
работ, что позволяло значительно сократить материаль-
ные затраты и продолжительность строительства. Ре-
зультаты опытных работ позволили скорректировать рас-
четные параметры грунтов, уточнить расчетные схемы
оснований для предупреждения возможных аварий ре-
зервуаров.
Геодезические измерения имеют большое практичес-
кое значение, так как их результаты используют для вы-
несения решения об эксплуатационной надежности ре-
зервуара, эффективности принятых решений устройства
оснований и фундаментов и т. д. Геодезические методы
измерения деформаций оболочки резервуаров просты
и удобны, поэтому они получили широкое применение
при экспериментальных исследованиях. Обычно такие
наблюдения проводились как при гидравлических ис-
пытаниях емкостей, так и в ходе их эксплуатации. При
этом применялось геометрическое нивелирование стенки
по ряду точек, число которых назначалось в зависимо-
сти от диаметра резервуара. Точки располагают, как
правило, па расстоянии 6 м друг от друга по окружно-
сти. Наблюдения производят по одному или нескольким
неподвижным реперам с точностью определения высот-
ного положения знаков ± 1 мм.
Обычно результаты измерений представляют в форме
графиков двух видов: эпюры осадок края днища (или
стенки резервуара) в различный период времени и гра-
фика развития осадок (средних, максимальных и мини-
мальных) во времени с учетом загрузки основания (рис.
5.1).
Представляет интерес методика обработки результа-
— 112

Рис. 5.1. Данные гидроиспы-
таний резервуара
а — заполнение водой; б —
осадки по периметру; 1 —
минимальные; 2 — средние;
3 — максимальные
Рис. 5.2. Овальность резер-
вуара после гидроиспытаний
тов наблюдений, позволяющая судить об искажении гео-
метрической формы стенки в связи с неравномерной
осадкой основания. Измеренные перемещения края дни-
ща проектируют на горизонтальную плоскость и получа-
ют кривую, аналогичную показанной на рис. 5.2. Обра-
ботанные по такой методике данные используют для оцен-
ки образовавшейся овальности резервуара, с которой в
большой степени связано нормальное функционирование
8-88
—. 113 —

его плавающей кровли. Проектируя данные этих же из-
мерений на вертикальную плоскость, определяют общий
крен резервуара.
Методика измерения вертикальных и горизонтальных
перемещений точек стенки резервуара при его заполне-
нии с использованием прецизионных геодезических из-
мерений и фотограмметрического метода использовалась
венгерскими специалистами на четырех резервуарах,
установленных на второй очереди нефтепровода «Друж-
ба» {50]. При этом была разработана схема геодезичес-
ких наблюдений, позволяющая свести к минимуму ошиб-
ки наблюдений и состоящая в следующем. Зная радиус
выбранного пояса, координаты центра и всех точек стен-
ки, можно рассчитать радиальные перемещения отдель-
ных точек относительно стенок цилиндра. Разрезав ци-
линдр по образующей и развернув его в плоскости, на
основании рассчитанных радиальных перемещений от-
дельных точек строят изодеформационную карту, харак-
теризующую действительное положение стенки в про-
странстве. Аналогично строится изодеформационная
карта стенки после заполнения резервуара (рис. 5.3).
Изодеформационные карты дают наглядную картину го-
ризонтальных и вертикальных перемещений при дефор-
мации основания со средней ошибкой ±7 мм.
При таких наблюдениях использовались фотограмме-
трические методы, точность которых при определении
горизонтальных перемещений почти аналогична точности
стандартных измерений. Недостатком этого метода яв-
ляется то, что он приемлем только для небольших ре-
зервуаров с площадью днища пе более 200—250 м2.
Синхронные измерения осадок большого числа точек
днища резервуара при его загрузке являются важной
и довольно сложной инженерной задачей. Попытки ис-
пользовать инклинометры, изотопные датчики, установ-
ленные в тело фундамента-подсыпки до монтажа резер-
вуара, приводили к большой погрешности и неопределен-
ности результатов. В связи с этим представляет интерес
разработанная Шведским геотехническим институтом
конструкция шлангового измерителя осадки днища. При-
бор состоит из внутренней трубки малого диаметра, за-
полненной воздухом, которая соединяется с небольшим
резиновым баллоном, и внешнего шланга, заполняемого
водой (рис. 5.4). Медленно увеличивая давление возду-
ха во внутренней трубке и наблюдая за давлением воз«
— 114 —

и у хи в резиновом баллоне с помощью манометра, опре-
деляю! угол наклона и осадку соответствующей точки
внешнего шланга. Измерения производятся относительно
углубленного в коренную породу неподвижного репера,
tut котором укреплен манометр. Этот прибор позволяет
определять осадки под насыпями и сооружениями с точ-
ностью ± 5 мм.
Описанный способ измерения применен при опреде-
лении осадки под насыпью, сооруженной на большой
толще торфа вблизи г. Кристианстад (Швеция). Этот
же метод использован при измерении осадок точек дни-
ща, расположенных в двух диаметрально противополож-
ных направлениях, трех нефтяных резервуаров, установ-
ленных в нефтяном порту г. Карлстада (Швеция). На
рис. 5.5 приведены кривые измеренных осадок днища
резервуара диаметром 30,4 м сразу же после загруже-
ния и спустя 34 дня. Как видно из приведенных графиков,
характер измеренных осадок близок к теоретическому
распределению деформаций под круглым гибким штам-
пом. Контрольные измерения реперов около стенки ре-
зервуара показали довольно большую точность измере-
ний.
Особый интерес представляет возможность опреде-
ления вертикальных перемещений основания в краевой
зоне — у стенки резервуара. С этой целью в Ленинград-
ском инженерно-строительном институте была спроекти-
рована и установлена на типовом резервуаре вмести-
мостью 20 тыс. м3 измерительная система, состоящая из
фермы и размещенных вдоль нее стержней [30]. Ферму
длиной 6 м закрепляли на стенке внутри резервуара
и направляли радиально. Она служила условно непод-
вижной измерительной базой. На верхнем и нижнем
поясах фермы по всей ее длине жестко закрепляли втул-
ки и мерные линейки, на которых установлены движки.
В направляющие втулки, расположенные соосно, встав-
ляли металлические ’ стержни (диаметр 30 мм, длина
1500мм, масса 8,1 кг), упирающиеся в днище в точке из-
мерения осадки. На стержнях жестко закрепляли упоры,
которые соприкасались с движками на мерных линей-
ках и перемещались вниз по мере развития осадки (рис.
5.6).
До заполнения резервуара после подвески фермы и
установки стержней движки подводили к упорам на
стержнях и по их грани на мерной линейке наносили рис-
8’	— 115 —



Рис. 5.3. Изолиния равных переме-
щений
5.3 5.6
5.4 5.7
5.5
Рис. 5.4. Шланговый измеритель
для измерений осадок насыпи
1 — шланг; 2 — насыпь; 3 — изме-
рительное устройство; 4 — репер;
5 — малосжимаемый слои
Рис. 5.5. Осадки резервуара диа-
метром 80,4 м
1 — на момент полного заполнения;
? — через 34 сут после заполнения
Рнс. 5.6. Устройство для измерений
перемещений в краевой зоне резер-
вуара
/ — упор; 2 — втулка; 3—стержень;
4 - tntiten фермы; 5 — движок; 6 —
нлаикн; 7 — днище резервуара
Рис. 5.7. Перемещения днища около стенки резервуара
1 — остаточные; 2 — полные
ку, фиксирующую начальное положение. При заполнении
резервуара по внешним маркам, приваренным к стен-
кам, производили высокоточное нивелирование, по ре-
зультатам которого определяли осадку стенки резерву-
ара. После опорожнения емкости движки оказывались
в крайнем нижнем положении, что позволяло зафиксиро-
117 -

вать наибольшее перемещение стержня по отношению
к ферме. Полное перемещение определялось с введени-
ем поправки на осадку внешней марки, расположенной
в месте крепления фермы. Таким образом, после слива
воды из резервуара по положению упора на линейке мож-
но было фиксировать полную и остаточную деформации
основания в точке установки стержня. С учетом погреш-
ностей точность измерения системы составила ± 1 мм.
На рис. 5.7 приведены кривые измеренных перемещений
точек днища около стенки резервуара при наполнении
водой резервуара на высоту 12 м, полученные с помощью
описанной системы.
Оседание поверхности грунта за пределами резерву-
аров измеряют с помощью системы поверхностных ма-
рок, представляющих собой стальные стержни, замоно-
личенные в бетонные кубы, либо стальные трубы не-
большой длины с анкером и внешней защитной трубой.
Измерения послойных перемещений грунта около
резервуара выполнялись с использованием системы глу-
бинных марок с установкой их на определенной глуби-
не и снабженных защитными трубами. В последнее вре-
мя получили распространение измерительные устройст-
ва, обеспечивающие измерение вертикальных деформаций
грунта на нескольких уровнях в одной скважине. Прин-
ципиальное устройство одного из таких приборов, мето-
дика внедрения его в грунт и измерение послойных пе-
ремещений разработаны в Швеции. Прибор представля-
ет собой гофрированный шланг, который может
сжиматься и растягиваться в зависимости от вида вер-
тикальных деформаций слоев грунта. Внутри шлангов
на определенных расстояниях размещено несколько ла-
тунных втулок. С помощью прикрепленного к мерной
ленте контактного органа, помещенного в шланг, можно
фиксировать положение латунных втулок и расстоя-
ние между ними (рис. 5.8). Для натурных измерений
использован специально изготовленный гофрированный
шланг диаметром 38 мм, внедренный в грунт с помощью
обсадной трубы. Контактный орган изготовлен из пласт-
массы и снабжен двумя полукруглыми пружинами.
Диаметр окружности, очерчиваемой пружинами, при-
мерно на 0,5—1 мм превышает внутренний диаметр
латунных втулок. Измерения, проведенные в районе
г. Эльванген (Швеция), показали, что точность измерений
прибором составила ±2 мм.
— 118 —

t Рис. 6 8. Прибор для измерения послойных перемещений
/ — катушка с зуммером; 2 —мерная лента; 3 — гофрированный шланг; 4*
контактная втулка; 5 «— контакт
Рис. 5.9. Относительные давления
в поровой воде и осадки оснований
1	— резервуара диаметром 38,9 м;
2	— резервуара диаметром 14,6 м
(справа)
Рис. 5.10. Горизонтальные переме**
щения грунта в основании резер*
вуара
Измерение порового давления в грунте основания
при проведении натурных экспериментальных работ по-
лучило большое распространение, так как в зависимо-
сти от изменения порового давления регулируется ско-
рость испытательного наполнения резервуара, что пре-
дотвращает возможную потерю устойчивости основания.
119 —

В настоящее время в Швеции, США, Франции и других
странах промышленностью выпускается набор поропье-
зометров нескольких типов для полевых опытных работ.
При проведении эксперимента на одном из резервуаров,
построенных в устье р. Тис (Англия), по показаниям по-
ропьезометров было установлено, что среднее поровое
давление не превышает 0,5 приложенной нагрузки. Это
позволило провести наполнение резервуара с макси-
мально возможной скоростью в течение 44 ч вместо за-
планированных 10 дней. Поропьезометры были установ-
лены около края днища резервуара. На этой же пло-
щадке были испытаны резервуары диаметрами 39 и
14,5 м, у которых поропьезометры были установлены в
основании под днищем. Результаты измерений давления
поропьезометрами (рис. 5.9) сопоставлены с измерения-
ми перемещений нивелированием.
В крупномасштабных экспериментах производилось
измерение горизонтального перемещения грунта основа-
ния при загрузке резервуара. Для этого были исполь-
зованы трубчатые инклинометры. На рис. 5.10 приведе-
ны кривые горизонтального смещения трубок инклиномет-
ров для резервуара диаметром 39 м и высотой 16,5 м.
Максимальное горизонтальное смещение грунта (при-
мерно 10см) отмечено на глубине около Зм. Эти изме-
рения позволили установить, что вследствие бонового
перемещения и выдавливания из-под резервуара смести-
лось около 33 м1 * 3 намывного грунта, что существенно по-
влияло на его осадку.
При проведении крупномасштабного эксперимента
в районе Нижневартовска на резервуаре вместимостью
20 тыс. м3 производилось измерение контактных напря-
жений под днищем резервуара '. При этом использовался
специально разработанный измерительный элемент —
мессдоза на тензостолбиках из эпоксидных смол [14]
(рис. 5.11). Три тензостолбика из эпоксидных смол, в
которые были помещены стандартные тензорезисторы
с базой 20 мм, размещались между стальными дисками
толщиной 10 мм. Габариты тензостолбиков и толщина
дисков определили высоту мессдозы, которая равнялась
43 мм. Диаметр мессдозы был принят 300 мм. Внутрен-
1 Комплексный эксперимент по изучению состояния оснований
резервуаров проводился в 1976 г. Ленинградским инженерно-строи-
тельным институтом и институтом Гипротюменнефтегаз.
— 120 —

Рис. 5.11. План и разрез мессдозы
1 — направляющие; 2 — тензоэлементы; 3 — вывод проводов; 4 — стальные дне*
ки; 5 — заполнитель
Рис. 5.12. Контактные напряжения
/ — при высоте воды в резервуаре 3 м; 2 — то же, 6 м; 3 —то же, 9 м; 4 — то
же, 12 м
— 121

нее пространство между дисками заполнялось смесью
битума и резиновой крошкой. Общая масса мессдозы со-
ставила 10,5 кг.
По электрической схеме тензостолбики соединялись
между собой параллельно, что позволяло увеличивать
силу тока сигнала и снимать осредненные показания с
трех тензостолбиков одновременно.
Оттарированные мессдозы были заложены в основа-
ние опытного резервуара до начала монтажа конструк-
ций. Мессдозы укладывались в гравийную подушку на
глубину 30 см, а их горизонтальность проверялась по
уровню. Таким образом, было установлено 25 мессдоз
с двукратной или трехкратной повторяемостью.
Перед началом гидравлического испытания резервуа-
ра производились начальные отсчеты, которые сравни-
вались с отсчетами после установки мессдоз. Результаты
сравнения показали хорошую сходимость нулевых отсче-
тов. При проведении эксперимента отсчеты снимались
через каждые 2 ч при загрузке и разгрузке резервуара.
При постоянной нагрузке отсчеты снимались через каж-
дые 6 ч. На рис. 5.12 приведены средние измеренные кон-
тактные напряжения под днищем резервуара при различ-
ной высоте заполнения: 3, 6, 9, 12 м.
Проведенные измерения показали, что в средней ча-
сти основания значения контактных напряжений соот-
ветствуют среднему давлению от веса жидкости. Разли-
чие параллельных измерений в 10—15 % может быть
объяснено погрешностями мессдоз, возникшими вслед-
ствие низких температур в зимнее время. Измеренные
контактные напряжения непосредственно под железобе-
тонным кольцом оказались примерно на 20 °/о больши-
ми, чем в центральной части основания, что может быть
объяснено действием на него веса оболочки. Концентра-
ции напряжений на узле сопряжения стенки с днищем
на расстоянии 0,05—0,15 R (1—4 м) от стенки резерву-
ара достигли максимальных значений, более чем в 1,5
раза превышающих давление от веса жидкости. Следует
отметить, что места концентраций напряжений соответ-
ствовали наибольшим перемещениям в краевой зоне ос-
нования.
В период проведения этого эксперимента производили
измерение горизонтальных смещений стенки резервуара
при его заполнении с помощью прогибомеров, установ-
ленных на неподвижных вертикальных стойках, и отве-
— 122 —

Pile, Б. 13. Горизонтальные переме-
щения стенки резервуара
н- при первичном заполнении; б—
при повторном заполнении; 1 — при
высоте воды в резервуаре 7,1 м;
I то же, 6 м; 3 — то же, 3 м; 4—
fu же, 12 м; 5 — то же, 6,1 м; 6 —
то же, 4,5 м
сов, закрепленных на крыше резервуара. Прогибомеры
были закреплены на двух стойках высотой 2 м по 11 шт.
на каждой, а 8 отвесов равномерно размещены по пери-
метру резервуара. Чтобы отвесы не раскачивались вет-
ром, их грузы помещались в емкости с вязкой жидкостью.
Расстояние от отвесов до стенки резервуара измеряли
с точностью ±0,5 мм.
Из рис. 5.13, где приведены измеренные горизонталь-
ные деформации стенки резервуара при двух циклах на-
гружения, следует, что при максимальной нагрузке наи-
большие горизонтальные перемещения стенки отмечены
па высоте 0,75 м и составили (по разным измерительным
стойкам) 50—80 мм. Выше 2—2,5 м от днища горизон-
тальные перемещения резко затухают. Это зафиксиро-
вано наблюдениями по отвесам. На высоте 0,15—0,3 м
от днища отмечены небольшие прогибы стенки внутрь
резервуара, что объясняется, по-видимому, поворотом
фундаментного кольца и различной жесткостью стенки
и днища. После опорожнения резервуара зафиксированы
остаточные горизонтальные деформации стенки.
2. Организация и проведение наблюдений за осадками
резервуаров
В соответствии с правилами строительства и эксплу-
птации за осадкой основания каждого резервуара долж-
ны быть установлены инструментальные наблюдения.
С этой целью на территории резервуарного парка необ-
ходимо устанавливать стабильные исходные реперы —
Винки высотной основы — не менее трех знаков на резер-
— 123 —

вуар или на группу резервуаров. Репер следует заглуб-
лять до кровли коренных или плотных грунтов. При
установке репера особое внимание уделяется мерам по
предохранению от воздействия сил морозного пучения.
Стабильность исходных реперов при действии морозно-
го пучения в деятельном слое проверяется расчетом.
При проведении геодезических наблюдений нивели-
рованию подлежат следующие конструкции резервуара:
окрайка днища или верх нижнего пояса; фундамент ре-
зервуара; днище резервуара; фундаменты технологичес-
ких трубопроводов и задвижек. По окрайке днища или
по верху фундамента резервуара требуется устанавли-
вать деформационные марки, конструкции которых дол-
жны обеспечить однозначную установку рейки на всех
циклах наблюдений. Число марок на резервуаре уста-
навливается из расчета, чтобы их шаг по окружности
резервуара составил 6—12 м.
До начала наблюдений по данным рекогносцировки
и на основе генерального плана резервуарного парка со-
ставляется проект наблюдательной сети. При этом вычис-
ляются все расстояния от нивелира до реек. Длина
визирного луча выбирается минимально возможной в за-
висимости от топографических условий. Неравенство
расстояний от нивелира до реек в нивелирном ходе для
связующих не должно быть более 0,4 м.
Нивелирные ходы наблюдательной сети прокладыва-
ют в прямом и обратном направлении либо в одном на-
правлении при двух горизонтах установки инструмента.
При этом повторные нивелировки производятся на тех же
точках, по которым выполнялась первая съемка. Раз-
ность превышений по основной и дополнительным шка-
лам на каждой станции не должна превышать 0,7 мм,
а общая невязка хода — допуска.
Число станций в замкнутом ходе рассчитывают исхо-
дя из обеспечения необходимой точности определения
осадки мм. Установлено, что оно не должно превы-
шать восьми. В замкнутых полигонах, проложенных во-
круг опытного резервуара, число станций должно быть
равно пяти-шести, а длина визирного луча при проведе-
нии наблюдений должна составлять 15—25 м.
Для определения осадок основания резервуаров
р требуемой точностью необходимо применять нивели-
ры, удовлетворяющие следующим требованиям: 1) уве-
личение трубы не менее Х40; 2) цена деления цилинд-
— 124 —

рического контактного уровня не более 10" на 2 м; 3) до-
пустимая величина угла I менее 10"; 4) цена деления
головки оптического микрометра 0,05 мм.
Измерения превышений выполняются по штриховым
инварным рейкам, которые устанавливают на марках
по уровню. Допустимая ошибка метровых интервалов
шкал реек не должна быть более 0,3 мм.
В период гидравлического испытания циклы наблю-
дений проводятся по мере заполнения резервуара по по-
ясам, а при выдержке нагрузки — 1 цикл через 1—2 сут,
если в проекте не указана иная цикличность наблюде-
ний. На основании полученных осадок вычерчивается
эпюра осадок (развертка) для каждого цикла измере-
ний и график развития перемещений во времени.
Во время эксплуатации в первые 6 мес нивелирова-
ние резервуара следует проводить ежемесячно, в после-
дующем, в период продолжительностью 3 года — 2 раза
в год. При каждом очередном наблюдении следует фик-
сировать число заполнений и продолжительность вы-
держки нагрузки. Если в течение трех циклов измере-
ний приращение осадки колеблется в. пределах двойной
заданной точности, следует считать, что осадка основа-
ния резервуара стабилизировалась.
3. Статистический анализ результатов длительных
наблюдений за развитием осадок резервуаров
Методика статистического исследования. Резервуа-
ры относятся к тому типу сооружений, для которых
в соответствии с нормами многих стран измерение оса-
док оснований является нормальной и обязательной
технологической операцией, выполняемой периодически
во время гидроиспытания и эксплуатации. Результаты
наблюдений используются для вынесения решения о ре-
жиме дальнейшей эксплуатации и назначения сроков
текущих или капитальных ремонтов. Одновременно эти
данные могут и должны быть использованы как источ-
ник научной информации для развития теории и прак-
тики изыскательских, проектных и строительных работ.
Сотрудниками ЛИСИ и других исследовательских,
проектно-изыскательских и производственных организа-
ций проводились наблюдения по 164 резервуарам с це-
лью установления связи между средней измеренной
осадкой оснований и показателями ее неравномерности.
— 125 —

При ртом учитывались инженерно-геологические усло-
вия площадок, размеры резервуаров и др. Выполнено
сопоставление измеренных (т. е. фактических) осадок
и осадок, определенных расчетом с использованием раз-
личных расчетных схем. Полученные данные были зане-
сены на перфокартную систему, составленную из стан-
дартных информационных карт типа К-5 (207X147 мм),
размеры которых были достаточны для размещения на
них всей необходимой информации. В общую совокуп-
ность дополнительно введены данные по 62 резервуарам
из зарубежных литературных источников, однако ввиду
неполноты материалов они при статистической обработ-
ке использовались только частично.
Разработанная перфокартная система основана на
отпечатанных на ксероксе бланках, которые наклеива-
ются на каждую карту с двух сторон. Лицевая сторона
перфокарты используется для размещения кодовых
признаков, т. е. каждая карта является кодовой ко всей
системе. При разработке системы используются пря-
мые однородные и треугольные ключи, емкость которых
выбирается в зависимости от объема информации по
каждому признаку.
На лицевой стороне карты размещаются следующие
группы признаков: 1) наименование организации, веду-
щей наблюдение; 2) район размещения резервуаров;
3) порядковый номер резервуара по реестру; 4) тип
фундамента и искусственного основания; 5) геометриче-
ские параметры резервуара; 6) продолжительность
эксплуатации и наблюдений; 7) величины осадок и их
неравномерностей (средняя осадка sm, максимальная раз-
ность осадки Д$тах, максимальная разность осадки диа-
метрально противоположных точек Asp, наибольшая
разность осадок смежных точек, расположенных на рас-
стоянии 6 м по контуру Аз); 8) толщина слоя слабых
грунтов Н8. Оставшаяся свободная площадь в середине
карты используется для размещения данных в некоди-
рованной форме. На оборотной стороне карты информа-
ция также размещается в явной форме. При этом бланк
составляется так, чтобы данные заносились однократно
или периодически по мере накопления новых сведений
’(рис. 5.14). На этой стороне отражаются следующие
данные: 1) обобщенный инженерно-геологический раз-
рез основания; 2) результаты текущих наблюдений;
3) план резервуара, на котором указано положение гео-
— 126 —

ИНЖЕНЕРНО-ГЕОЛОГИЧЕСКИЙ РАЗРЕЗ
<ХГ		JI’^lll&J = 111=111=	1. ТОРФ ТЕМНО-КОРИЧНЕВЫЙ
		</. / '<%/	2. СУГЛИНОК ГОЛУБОВАТО- ЗЕЛЕНЫЙ С ПРИМЕСЬЮ РАСТИ- ТЕЛЬНЫХ ОСТАТКОВ
5		111= =111 lll= ~ III III =	1. ТОРФ ТЕМНО-КОРИЧНЕВЫЙ (ЛИНЗЫ)
		VxVVCWWV4,	3. СУГЛИНОК ОЖЕЛЕЗНЕННЫЙ С ПРИМЕСЬЮ РАСТИТЕЛЬНЫХ ОСТАТКОВ
		<v<X*	4. СУПЕСЬ СЕРАЯ И ЗЕЛЕНО- ВАТО-СЕРАЯ
°			5. ПЕСОК МЕЛКИЙ ВОДО- НАСЫЩЕННЫЙ
РЕЗУЛЬТАТЫ ТЕКУЩИХ НАБЛЮДЕНИЙ				
ДАТА	р	$тах	£(П	AS
29.08.69	по кПа.	78ММ	38мм	
12 05.72	120кЛа	94	36	
0407.75	120кЛа	107	64	
16.04.77	120кЛа	123	72	
				
				
				
				
				
				
				
				
				
				
				
				
				
				
				
				
				
Рис. 5.14. Оборотная сторона кодовой карты
ОСНОВНЫЕ ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
ГРУНТОВ ОСНОВАНИЯ
№	\V	в,	г Ъ ~мз	с, кПа	^раЗ	^МПа
1	0,93	24	13,0	—	—	1
2	0,32	0,87	19,2	24	22	8,5
3	0,29	0,75	19,4	20	22	7,0
4	0,34	0,75	19,4	10	28	25
5	0,10	0,57	18,9	2	32	30

дезических знаков; 4) характеристики грунтов основа-
ния.
Характеристика объектов и материалов наблюдений.
Все отечественные резервуары включены в общую со-
вокупность1. По продолжительности проведенных наблю-
дений за отечественными резервуарами выделены сле-
дующие градации: менее 1 года — 7,6 %; от 1 до 3 лет —
30,4%; от 3 до 10 лет — 55,7%; более 10 лет — 3,8%.
Для 2,5 % случаев сведения о продолжительности
наблюдений отсутствовали. Для зарубежных резервуа-
ров все данные наблюдений приведены в основном для
периода гидравлического испытания, не превышающего
4 мес.
Таким образом, наблюдения за осадками большин-
ства отечественных резервуаров были достаточно про-
должительными, поскольку более чем в 90 % случаев
срок наблюдений превышал 1 год и почти в 60 % слу-
чаев— 3 года. Наблюдения проводились при гидравли-
ческом испытании и в период эксплуатации. Данных
о количестве загружений и сроках их выдержки, к со-
жалению, не имелось, этот признак выпал из анализа.
Исследованная совокупность включала только круп-
ные отечественные резервуары вместимостью от 5 до
20 тыс. м3, а также зарубежные вместимостью от 5 до
75.тыс. м3 (табл. 5.1).
Таблица 5.1
Вместимость резервуаров, тыс. м«	Количество	Процент содер- жания в сово- купности	Диаметр, м	Высота стенки, м
		Отечественные		
<5	10	9,8	10-20	11,8
5	57	56	22,8	11,8
10	12	Н,7	34,2	12
20	23	22,5	45,6	12
		Зарубежные		
<5	9	14,5	13,7-25	9,1—20,1
5-10	21	33,9	19,5—29,3	12,8—20,1
10—20	13	21	34—39	12,5—17
20—50	9	14,5	42,6-56,5	14,6—20,1
50—75	10	16,1	67-76,2	14—16,5
1 Ниже процентные отношения даны отдельно для совокупнос-
тей отечественных и зарубежных резервуаров.
— 128 —

Большинство рассмотренных резервуаров построено
па песчаных подушках, толщина которых, в зависимости
от инженерно-геологических условий площадки и кли-
мата, изменялась от 0,3 до 4 м. У отечественных резер-
вуаров из рассматриваемой совокупности такое основа-
ние было использовано в 88,9 % случаев. Резервуары
вместимостью менее 5 тыс. м3, построенные в районе
г. Пярну (9,8 % случаев), имели фундамент в виде
сплошной железобетонной плиты. Только один резерву-
ар из всей совокупности имел свайный фундамент. Дан-
ные о видах фундаментов зарубежных резервуаров
в большинстве случаев отсутствовали.
Почти все объекты, включенные в совокупность, ха-
рактеризовались данными многократных периодически
проведенных наблюдений, которые были включены в ве-
домости измерений осадок марок, установленных на
стенках резервуаров. В большинстве случаев измере-
ния выполнялись техническим нивелированием при точ-
ности определения высотного положения знаков ±(4-*-
-j-5) мм. По шести объектам (резервуары вместимостью
20 тыс. м3 на Нижневартовской нефтеперекачивающей
станции) наблюдения выполнялись по второму классу
с точностью ±1 мм.
Марки на стенке резервуара располагались с шагом
6—9 м. На каждом резервуаре в зависимости от его
размера было размещено от 4 до 24 марок. По резуль-
татам наблюдений производились вычисления величин,
необходимых для статистической обработки. В дальней-
шем эти величины будем называть характеристиками
осадки основания резервуаров.
Инженерно-геологические условия площадок разме-
щения объектов наблюдений. Наибольший интерес пред-
ставляли площадки с мощной толщей слабых грунтов,
т. е. такие, на которых возможны большие осадки ре-
зервуаров.
Резервуары, расположенные на нефтяных месторо-
ждениях Тюменской области, в частности в районе
Самотлорского месторождения, возводились на пло-
щадках, как правило, сложенных аллювиальными отло-
жениями на значительную глубину. Сверху обычно за-
легал слой торфа толщиной до 4 м.
Для ряда других площадок (16,7 % случаев) харак-
юрно двухслойное основание, в котором верхний слой
представлен суглинком с £=64-8 МПа, а подстилаю-
9 88
— 129 —

щий пылеватый песок или супесь с £=8-*-10 МПа рас-
пространялся на всю глубину активной зоны.
Для 7,8 % случаев основание имело однослойное
строение, которое представлено суглинком или супесью
с £=84-10 МПа.
На нефтебазе в районе г. Пярну встречены особенно
слабые грунты с модулем деформации (до глубины
20 м) не более 2—4 МПа. Здесь в верхней части на-
пластования грунтов залегали мелкие и пылеватые пес-
ки с прослойками торфа или примесью органических
веществ, подстилаемые слабыми ленточными глинами.
Для площадок, расположенных в Ленинграде, харак-
терно двухслойное основание. Обычно в верхней части
разреза залегали ленточные глины или иные четвертич-
ные послеледниковые отложения, которые на глубине
15—20 м подстилались мореной.
Особенностью геологического строения площадок
в Мурманске является то, что они на большую глубину
сложены морскими илами с модулем деформации не бо-
лее 3 МПа.
Данные по инженерно-геологическим условиям пло-
щадок Альметьевска отсутствуют, однако, судя по лите-
ратурным источникам и по измеренной осадке, средний
модуль деформации грунтов равен примерно 10 МПа.
Сведений по инженерно-геологическим данным зару-
бежных резервуаров в литературных источниках приве-
дено недостаточно.
Таким образом, большинство рассматриваемых оте-
чественных резервуаров было расположено на площад-
ках, сложенных слабыми грунтами на значительную
глубину. К особо неблагоприятным условиям размеще-
ния резервуаров можно отнести площадки строительст-
ва в районах гг. Пярну и Мурманска, а также в неко-
торых районах Среднего Приобья. Относительно хоро-
шие грунтовые условия характерны для площадок
строительства резервуаров в районе г. Альметьевска.
Установление зависимостей между характеристиками
осадок основания резервуаров. По причинам, указан-
ным выше, статистическое исследование проводилось по
данным 102 отечественных резервуаров.
Для некоторой детализации исследуемых связей при
обработке информационных перфокарт были построены
графики частостей величин sm и &smax для всей сово-
купности и для групп резервуаров, подразделенных по
— 130 —

вместимостям: 5, 10 и 20 тыс. м3 (рис. 5.15). Из приве-
денных графиков видно, что для большей части сово-
купностей характер распределения величин sm и &smaX
близок к нормальному. График полной совокупности
Показывает, что средняя осадка оснований, для наи-
большего числа случаев (32 случая, или 28 %) > соста-
вила около 12 см. Величина Asmax, соответствующая наи-
большему числу случаев (60, или 55 %), составила око-
ло 8 см; 19 случаям соответствует величина &smax—
104-20 см. Однако при разделении резервуаров на
группы по вместимости выявляются другие величины
s,n и соответствующие им Дзтад:. Сопоставление графи-
ков их частостей уже в первом приближении показыва-
ет, что установление связи ^smax=f(sm) для данной со-
вокупности, по-видимому, невозможно. Подтверждением
этого являются данные, приведенные на рис. 5.16 в ко-
ординатах sm—Asmax (корреляционная решетка полной
совокупности). Из этого рисунка следует: 1) разброс
опытных точек весьма велик — в пределах каждого ин-
тервала отклонение от средних величин превышает
100%; 2) линия, соединяющая точки, соответствующие
средним значениям по интервалам, имеет вид ломаной,
не соответствующей функциональной тенденции; 3) ко-
эффициент корреляции имеет значение ниже 0,2, т. е.
корреляционная связь практически отсутствует.
По-видимому, развитие неравномерности осадок по
контуру резервуаров должно быть исследовано иным
путем: 1) учетом изменения профиля осадок по конту-
ру по мере увеличения средней его осадки; 2) учетом
толщины слоев подстилающих грунтов.
Рассмотрение многочисленных профилей эпюр оса-
док резервуаров по контуру позволило выявить три ха-
рактерных случая: а) конфигурация профиля осадок по
контуру со временем (по мере развития средней осадки)
не изменяется — осадки неравномерны, но с первона-
чальной нерегулярностью профиля связаны незначи-
тельно (рис. 5.17, а); б) профиль эпюры осадок по свое-
му характеру не изменяется, а неравномерность оседа-
ния совпадает с первоначальной неравномерностью
осадки (рис. 5.17,6); в) профиль эпюры осадки по кон-
туру изменяется со временем — пройсходит выравнива-
ние профиля (рис. 5.17, в).
В случаях «а» и «б» оба вида неравномерности обу-
словлены одинаковыми причинами (осадкой основа-
9*
- 131 —

Рис. 5.15. Распределение средних значений (я —число определений)
50	60 stcM
Рис. 5.16. Общая совокупность экспериментальных точек
1 — средние значения; 2 — линейная аппроксимация

Рис. 5.17. Осадки резервуаров по периметру
I — в начале эксплуатации; 2 — в процессе эксплуатации
ния), в случае «в» — различными причинами (инженер-
но-геологическими особенностями основания, морозным
пучением и др.). Очевидно, в первую очередь, целесо-
образно исследовать те случаи образования неравномер-
ностей осадок, которые связаны с их развитием.
Характеристикой динамики развития профилей оса-
док резервуаров могут служить графики развития осад-
ки основания во времени. На рис. 5.18 показано разви-
тие осадки во времени для опытного резервуара вмести-
мостью 20 тыс. м3 в г. Нижневартовске; на рис. 5.19—
для резервуаров вместимостью 2 тыс. м3, возведенных
— 133 —

Рис. 5.19. Осадки резервуа-
ров в г. Пярну
1 — максимальная неравно-
мерность; 2 — минимальные;
3 — средние; 4 — максималь-
ные
Рис. 5.20. Зависимость при-
ращений максимальных оса-
док от средних
/ — для резервуаров Тю-
менской области; ZZ —то
же, Ленинграда; / — сред-
ние значения; 2 — интерпо-
лирующие линии
— 134 —

Рис. 5.18. Осадки резервуара в г. Нижневартовске
/ - максимальная неравномерность; 2 — минимальные; 3 — средние; 4 — мак-
симальные
в районе г. Пярну. Величины накопленной осадки и про-
должительность измерений были довольно значительны-
ми: так, средняя осадка контура резервуаров в г. Пярну
достигла 40—50 см. Ни в одном из рассмотренных слу-
чаев стабилизации осадки отмечено не было (это поло-
жение справедливо почти для всех остальных рассмот-
ренных объектов).
На рис. 5.20 представлена зависимость hsmax=f (sm)
для совокупности резервуаров вместимостью 5 тыс. м3,
расположенных в различных инженерно-геологических
регионах — в Ленинграде и в Тюменской области. Эти
резервуары образовали две группы точек, расположен-
ных на разных участках графика. Относительная нерав-
номерность осадок этой группы составила б = (\smaxl
/Sm) 100 % =25 %. Небольшое число резервуаров этой
группы (6 шт.) не позволило выявить тип связи.
Группа резервуаров, расположенных в Ленинграде,
характеризовалась средней осадкой sm=4-^18 см при
максимальной неравномерности Asm£W=2-5-10 см. При
этом среднее значение б составило примерно 64 %. Вид
связи между величинами был линейным.
Большинство точек, характеризовавших осадку ре-
зервуаров в Тюменской области, расположилось выше
точек осадки резервуаров Ленинграда на том же участ-
ке графика. Это означает, что неравномерность осадки
тюменских резервуаров была большей. Пределы изме-
нения sm составили 2—22 см, a Asmax=2-j-26 см.
Как видно из рис. 5.20, средние значения sm доволь-
но грубо аппроксимируют искомую зависимость. Дей-
ствительно, если при рассмотрении этой зависимости
выделить три области величин средней осадки: 2—10,
10—18 и 18—24 см, то средние значения б составят со-
ответственно 90, 100 и 120 %. Это означает, что с уве-
личением средней осадки основания степень ее относи-
тельной неравномерности возрастает.
Наибольшая средняя осадка основания под стенкой
отмечена у резервуаров вместимостью 1—2 тыс. м3,
расположенных в районе г. Пярну. Предел изменения
s„, составил 21—50 см, а А$ОТОх=24-8 см (б<19 %).
Проведенный анализ позволяет сделать вывод, что
форма профиля эпюры осадки по периметру и вид за-
— 135 —

висимости Asmax=f(sm) и ей аналогичных могут быть
любыми. Это обстоятельство определяется преимущест-
венно инженерно-геологическими условиями площадок
строительства или точнее мощностью сжимаемых грун-
тов и их неоднородностью.
Резервуары настоящей совокупности располагались
в четырех районах с грунтами разных генетических ти-
пов, инженерно-геологические особенности которых мо-
гут быть условно охарактеризованы величиной 6=
= ASmax/Sm".
для аллювиальных грунтов 6=904-120 %;
для ледниковых и послеледниковых отложений,
включая морену и ленточные глины, 6=64 %;
для недоуплотненных ленточных глин 6 = 19 %;
для морских илов, слабых суглинков и супесей
6=25 %.
Большая величина 6 соответствует природе аллюви-
альной толщи, которая может включать в себя аномаль-
ные образования различной формы и размеров (вклю-
чения торфа и т. п.).
Осадки резервуаров в Пярну и Мурманске получили
наибольшее развитие и в то же время были наиболее
равномерными. Это соответствует природе грунтов ос-
нований, обладающих выдержанной слоистостью, что
при их большой сжимаемости приводит к равномерному
оседанию загруженной поверхности. Неравномерность
осадки оснований резервуаров в Ленинграде определя-
ется в основном переменной мощностью слабых грунтов
(т. е. сложным рельефом кровли моренных отложений).
Изложенное выше подтверждает положение о том,
что изучение неравномерных осадок резервуаров долж-
но проводиться с учетом особенностей инженерно-гео-
логических условий строительных площадок.
Учет толщины слоя сильносжимаемых грунтов, сла-
гающих площадки строительства. Проведенный анализ
собранных данных и определенная специфика конструк-
ций резервуаров как круглых в плане и гибких соору-
жений позволяют заключить, что на неравномерность
их осадки преобладающее влияние оказывают инженер-
но-геологические особенности площадок строительства.
Это в значительной степени отличает их от жестких
и обладающих конечной жесткостью зданий и сооруже-
ний, характер конструкций которых способствует вы-
равниванию неравномерных осадок. Указанное обстоя-
— 136 —

тельство привело к необходимости более подробного
рассмотрения инженерно-геологических условий площа-
док строительства резервуаров и выбора критерия оцен-
ки слагающих их грунтов с учетом размеров резервуа-
ра. Поскольку высота стенки у отечественных резервуа-
ров стандартна и равна примерно 12 м, в качестве
такого критерия было выбрано отношение толщины слоя
слабых грунтов Hg к диаметру резервуара D.
Для учета фактора времени, по имевшимся данным,
были изучены изменения средней, максимальной и ми-
нимальной осадок всех имевшихся в общей совокупно-
сти отечественных резервуаров на первый год эксплуа-
тации, включая гидравлическое испытание. Как показа-
но выше, в первый год эксплуатации осадка развивается
до 70 % стабилизированной, а неравномерность осадки
формируется в период гидравлического испытания
и в первые месяцы эксплуатации.
Учет указанных обстоятельств позволил сформиро-
вать несколько иной, чем предыдущие, массив исходных
данных, по которому была проведена соответствующая
машинная статистическая обработка. В массив вошли
величины, характеризующие осадки и неравномерности
для отечественных резервуаров на первый год эксплуа-
тации (рис. 5.21). Здесь же указаны доверительные ин-
тервалы для каждого из коэффициентов корреляции
при доверительной вероятности а=99 %. Высокие ко-
эффициенты корреляции показывают, что найденные ли-
нейные зависимости хорошо удовлетворяют эксперимен-
тальным точкам (рис. 5.22).
На стадии изысканий и проектирования оснований
резервуаров, зная инженерно-геологические условия
площадки и размеры резервуаров, а также пользуясь
предложенными графиками, можно в первом прибли-
жении оценить среднюю и неравномерную осадки по
контуру для первых месяцев эксплуатации. Вместе с тем
необходимо отметить, что полученные зависимости
справедливы только для интервала 0<Hs/D<l,7, в ко-
тором находились все резервуары, включенные в иссле-
дованную совокупность. Результаты проведенного ана-
лиза показали следующее:
конфигурация профиля осадок края днища формиру-
ется при испытательном наливе и в течение первого го-
да эксплуатации;
— 137 —

Рис. 5.21. Зависимость сред-
ней осадки sm от относи-
тельной толщины слоя сла-
бых грунтов ID
Рис. 5.22. Зависимость оса-
док резервуаров от относи-
тельной толщины слоя сла-
бого грунта
Z — максймальных; 2—сред-
них; 3 — минимальных
при последующих наливах форма профиля осадок из-
меняется незначительно;
для резервуаров не удалось установить четкой зави-
симости максимальной разности осадки точек края от
средней осадки основания, сложенного слабыми грун-
тами;
зависимость между характеристиками осадок может
быть установлена только с учетом инженерно-геологи-
ческих особенностей основания и, в частности, толщины
слоя слабых грунтов.
Глава 6. РАСЧЕТ ОСНОВАНИЙ РЕЗЕРВУАРОВ
ПО ПРЕДЕЛЬНЫМ СОСТОЯНИЯМ
1.	Основные принципы проектирования
Расчеты оснований резервуаров, к^к и любых дру-
гих сооружений, выполняются с целью выбора опти-
мальной конструкции фундамента, установления воз-
138 -

можности использования грунтов в качестве основания
и их естественном состоянии, определения способов
улучшения свойств грунтов до начала строительства,
и также с целью разработки мероприятий, направлен-
ных на обеспечение надежности основания на весь
период эксплуатации резервуара. В • соответствии с дей-
ствующими нормативными документами расчеты осно-
ваний выполняют по двум группам предельных состоя-
ний: по несущей способности (первая группа) и по
деформациям (вторая группа). В общем случае выбор
конструкции фундамента под резервуар и метода под-
готовки оснований определяется следующими основны-
ми показателями:
прочностными характеристиками свойств грунтов
в основании резервуара и их изменчивостью по глуби-
не и в плане;
деформационными характеристиками грунтов в пре-
делах сжимаемой толщи основания и их неоднородно-
стью по глубине и в плане;
фильтрационными и консолидационными свойствами
грунтов в основании резервуара;
гидрологическими и климатическими условиями
в районе строительства.
В зависимости от прочностных и деформационных
свойств грунтов основания резервуаров можно разделить
па две основные группы:
1)	основания, позволяющие осуществлять строитель-
ство без дополнительных мероприятий по улучшению
свойств грунтов на строительной площадке;
2)	основания, строительство на которых не может
быть осуществлено без предварительного улучшения
свойств грунтов.
Вполне понятно, что проведение работ по улучше-
нию свойств грунтов не только приводит к повышению
стоимости строительства, но и резко увеличивает его
сроки. Поэтому основное внимание должно быть уделе-
но повышению точности определения физико-механиче-
ских характеристик грунтов, а также учету некоторых
особенностей строительства и эксплуатации резервуа-
ров:
большая площадь передачи нагрузки на основание;
быстрое приложение нагрузки на основание как в пе-
риод гидроиспытаний, так и в период эксплуатации;
различие в нагрузках на основание при гидроиспы-
— 139 —

таниях и при заполнении резервуара продуктом в эк-
сплуатационный период;
повторность циклов нагрузка-разгрузка, связанная
с периодическим заполнением и опорожнением резер-
вуара.
Отмеченное выше необходимо учитывать при подго-
товке площадки строительства, проведении инженерно-
геологических исследований и при определении харак-
теристик свойств грунтов.
2.	Особенности инженерно-геологических изысканий
Определение физико-механических характеристик
грунтов в основаниях резервуаров может быть выполне-
но как лабораторными, так и полевыми методами. При
выборе метода исследований необходимо иметь в виду,
что отбор образцов грунта для лабораторных исследо-
ваний с больших глубин технически затруднен и связан
с неизбежными нарушениями природного состояния об-
разца. В последние годы инженеры отдают предпочте-
ние полевым методам определения свойств грунтов,
хотя и на этом пути им приходится сталкиваться с опре-
деленными трудностями — несовершенством конструк-
ций полевых установок и ограниченным их числом.
Независимо от того, какими методами осуществляют-
ся исследования свойств грунтов, объем проведенных
исследований должен давать полную информацию об
инженерно-геологических условиях площадки строитель-
ства. Среди специалистов нет единого мнения о числе
инженерно-геологических скважин, которые необходимо
пробурить для отбора образцов грунта. Как правило,
это число назначается в зависимости от размеров про-
ектируемого резервуара:
Объем резервуара, тыс. м’ . . . . 10 20—30	40—50
Минимальное число скважин ...	4	5	6
Одну из буровых скважин располагают под центром
резервуара, а остальные скважины распределяют равно-
мерно по периметру резервуара. Количество образцов
грунта ненарушенной структуры для последующих лабо-
раторных исследований определяется степенью изучен-
ности площадки строительства и неоднородностью на-
пластований грунтов в основании проектируемых резер-
— 140 —

вуаров. Минимальное количество образцов, отбираемых
из каждого характерного слоя грунта, для определения
прочностных характеристик обычно принимается равным
четырем, для определения деформационных характерис-
тик — шести.
Отобранные образцы грунта используют для опреде-
ления в лабораторных условиях основных физико-меха-
нических характеристик свойств грунтов. Перечень ос-
новных показателей, характеризующих свойства грун-
тов, и методы их определения приведены в табл. 6.1.
Таблица 6Д
Показатели	Метод определения		Образцы	
	полевой	лабора- торный	ненару- шенные	нару- шенные
Природная влажность		+		+
Удельный вес		+	+	
Плотность и коэффициент по-		+	+	
ристости				
Степень влажности		+		+
Пластичность		+		+
Модуль деформации	+	+	+	
Сопротивление сдвигу	+	+	+	
Угол внутреннего трения		+	+	
Сцепление		+	+	
Прочность в недренированном	+	+	+	
состоянии				
Коэффициент консолидации		+	+	
Эти свойства должны быть определены для всех харак-
терных слоев грунта в пределах всей сжимаемой тол-
щи основания резервуара. Если в пределах этой толщи
будут обнаружены слои илов, заторфованных грунтов
или пылевато-глинистых грунтов с низкими значениями
прочностных и деформационных характеристик, объем
инженерно-геологических изысканий должен быть уве-
личен для получения статистически обоснованных зна-
чений характеристик. Статистическую обработку резуль-
татов лабораторных и полевых исследований проводят
по установившейся методике, в результате чего опреде-
ляют расчетные значения прочностных и деформацион-
ных характеристик свойств грунтов в основаниях резер-
вуаров.
Методика проведения лабораторных исследований,
выполняемых для проектирования и строительства
— 141 —

резервуаров, несколько отличается от обычно использу-
емой для других промышленных и гражданских соору-
жений. Эти различия связаны в первую очередь с осо-
бенностями приложения нагрузки на основание: высо-
кий темп приложения нагрузки, связанный с быстрым
заполнением резервуаров, а также периодичность ее
приложения, связанная с повторяющимися циклами за-
полнения и откачивания продукта из резервуара.
Большие скорости приложения нагрузки диктуют не-
обходимость определения прочностных характеристик
свойств грунтов в условиях нестабилизированного со-
стояния по так называемой неконсолидированно-недре-
нируемой схеме. В этом случае параметры прочности
грунта определяются для условий незавершенной кон-
солидации с помощью либо приборов трехосного сжа-
тия, либо приборов одноплоскостного среза. Необходи-
мо иметь в виду, что получаемые на этих приборах ха-
рактеристики прочности грунтов будут отличаться друг
от друга. Полное их совпадение возможно лишь для
идеально связных грунтов. Технология строительства
резервуаров предусматривает обязательное их испыта-
ние водой до приема в эксплуатацию. Таким образом,
еще в процессе гидроиспытаний резервуаров происхо-
дит первичное нагружение их основания. Затем вода от-
качивается из резервуара, происходит разгрузка осно-
вания и лишь после этого к основанию прикладывают
эксплуатационные нагрузки.
Повторяющиеся циклы нагрузки и разгрузки опреде-
ляют и некоторые дополнительные условия проведения
лабораторных исследований деформационных свойств
грунтов. Многолетняя практика исследований показы-
вает, что сжимаемость грунтов при первом цикле на-
гружения всегда оказывается выше, чем при повторном
нагружении. Поэтому при проектировании оснований
резервуаров в дополнение к обычным определениям ко-
эффициентов сжимаемости грунтов при первичном их
нагружении необходимо добавить определение показа-
телей сжимаемости при первичной разгрузке и после-
дующем повторном нагружении.
С этой целью по общепринятой методике ступенчато
загружают образец и строят график изменения коэффи-
циента пористости грунта от нагрузки. По полученным
данным вычисляют коэффициент сжимаемости при пер-
вичной нагрузке. После этого нагрузку на образец
— 142 —

уменьшают также определенными ступенями и получа-
ют график изменения коэффициента пористости образ-
ца при разгрузке, по которому определяют коэффици-
ент разуплотнения. Далее, не изменяя условий опыта,
повторно нагружают образец такими же ступенями, как
и при первичной нагрузке, после чего его опять разгру-
жают. В результате такой методики будет получена
кривая изменения коэффициента пористости при на-
грузке, разгрузке и повторной нагрузке, аналогичная
представленной па рис. 6.1. Затем определяют два зна-
чения модуля деформации грунта: при первичном на-
гружении £i и при повторном нагружении £2. Первый
используется для вычисления осадок резервуаров в пе-
риод их гидроиспытаний, а второй—для вычисления
осадок в эксплуатационный период. Как показывает
практика, сжимаемость грунтов при повторных нагруз-
ках оказывается во много раз меньшей, чем при их пер-
вичном нагружении. Это связано с известным явлением
уплотнения грунтов .под действием внешней нагрузки.
Для оценки способности грунтов к уплотнению при по-
вторяющихся циклах нагрузки и разгрузки можно вос-
пользоваться коэффициентом X, определяемым как от-
ношение модуля деформации при повторном нагружении
£2 к модулю деформации при первичном нагружении £ь
Значения коэффициента Л могут быть приняты:
для лессового грунта в замоченном состоянии.............2,8
» торфа.......................................•	. •	6,4
» заторфованного суглинка при степени заторфованно-
сти ?= 18.............................................. 4,1
для суглинка при /=0,65............* ...... . 3,4
— 143 —

Приведенные данные показывают, что в результате
первичного загружения сжимаемость отдельных видов
грунтов уменьшается в 3—6 раз. Это явление с успехом
может быть использовано для улучшения деформацион-
ных свойств грунтов и снижения осадок резервуаров
в эксплуатационный период.
С этой целью гидроиспытания резервуаров должны
быть организованы таким образом, чтобы максимальная
часть осадок была получена в процессе их проведения.
Поскольку в глинистых грунтах развитие осадок во
времени зависит от фильтрационных и консолидацион-
ных свойств грунтов, в процессе проведения лаборатор-
ных исследований необходимо определять и коэффици-
енты консолидации в вертикальном и горизонтальном
направлении. Для вычисления коэффициентов консоли-
дации наиболее широко используются данные компрес-
сионных испытаний образцов грунта ненарушенной
структуры, по результатам которых получают графики
изменений коэффициента пористости грунта во времени
при различных ступенях нагрузки. Методика определе-
ния коэффициентов консолидации по результатам ком-
прессионных испытаний грунтов подробно изложена
в литературе [28].
Наибольший интерес для практики представляет раз-
витие консолидации при первичном нагружении, поэто-
му значение коэффициента консолидации определяют по
результатам первичного нагружения образцов грунта
в компрессионных приборах при нагрузках, соответст-
вующих нагрузкам полностью заполненного водой ре-
зервуара.
3.	Несущая способность оснований резервуаров
Расчеты оснований резервуаров по несущей способ-
ности производят для проверки устойчивости резервуа-
ров и исключения их опрокидывания. В соответствии
с действующими нормативными документами [29] в ре-
зультате расчета оснований по несущей способности
должно быть выполнено условие
F<YcFu/Vn.	(6.1)
где F— расчетная нагрузка на основание, кН; Fu — сила предель-
ного сопротивления основания, кН; ус — коэффициент условий ра-
боты основания (табл. 6.2); у„ — коэффициент надежности по на-
значению сооружения, принимаемый для металлических резервуаров
всех типов равным 1,15.
— 144 —

Таблица 6.2
Грунты	
Пылевато-глинистые в нестабилизированном состоянии	0,85
Пылевато-глиннстые в стабилизированном состоянии	0,9
Пески пылеватые	0,9
Пески, кроме пылеватых	1
При определении силы предельного сопротивления
основания, сложенного нескальными грунтами, обычно
различают два случая: первый случай — основание на-
ходится в стабилизированном состоянии и второй слу-
чай — основание находится в нестабилизированном со-
стоянии. В стабилизированном состоянии соотношение
между касательными т и нормальными о напряжениями
в каждой точке нд поверхности скольжения в основании
соответствует предельному состоянию и выражается за-
висимостью
$ = <1129!+^i ,	(6.2)
где ф; и Ct — расчетные значения угла внутреннего трения и удель-
ного сцепления грунта.
Такое состояние характерно для всех песчаных грун-
тов, в которых консолидация происходит практически
сразу после приложения к ним нагрузки. Глинистые
грунты приходят в стабилизированное состояние лишь
после завершения их консолидации, спустя определен-
ное время после приложения нагрузки. При медленном
приложении нагрузки, когда скорость нагружения мень-
ше или сопоставима со скоростью консолидации, пыле-
вато-глипистые грунты будут также находиться в ста-
билизированном состоянии. Для этого случая связь
между нормальными и касательными напряжениями
в предельном состоянии также будет определяться урав-
нением (6.2).
Если нагрузка на пылевато-глинистые грунты прикла-
дывается быстро или скорость ее приложения превышает
скорость консолидации грунтов, в поровой воде возника-
ет избыточное давление, которое существенно изменяет
характер напряженного состояния основания. В этом
случае сопротивление грунта сдвигу уменьшается,
10-88	— 145 —

а связь между касательными и нормальными напряже*
ниями определяется формулой
т = (а — и) tg <Pj + cj ,	(6.3)
где и — давление в поровой воде, Па.
В момент приложения нагрузки к основанию давле-
ние в поровой воде резко увеличивается и при опреде-
ленных условиях становится равным нормальному на-
пряжению, действующему на площадках скольжения,
т. е. и=о, Тогда первый член в правой части формулы
(6.3) обращается в нуль, и сопротивление сдвигу опре-
деляется только сцеплением грунта.
Вследствие высоких скоростей заполнения резервуа-
ров при их строительстве на пылевато-глинистых грун-
тах рассчитывать основания по несущей способности
следует с учетом возможного возникновения нестабили-
зированного состояния. В этом случае силу предельного
сопротивления основания Fu определяют по формуле
= (6’4)
где D — диаметр резервуара;	5,14 —коэффициент несущей спо-
собности; £с=1,И — коэффициент формы загруженной площади.
При расчетах по формуле (6.4) сила предельного
сопротивления основания резервуара имеет наименьшее
значение. Расчеты по этой формуле, производят при не-
обходимости строительства резервуаров на однородных
пылевато-глинистых грунтах, имеющих степень влажно-
сти Sr> 0,85 и коэффициент консолидации cv^
• 107 см2/год.
Формула (6.4) относится к случаю возведения ре-
зервуара (или его фундамента) непосредственно на по-
верхности основания. Если предусмотрено заглубление
резервуара или его фундамента в грунт, то силу пре-
дельного основания определяют по формуле
Pu = TD^No^'id + NelcC^’ (6>5)
где Nq= 1 — коэффициент несущей способности, учитывающий за-
глубление; 5д = 1,5 — коэффициент, учитывающий заглубление и за-
висящий от формы загруженной площади; у/ ~ расчетное значение
удельного веса грунта, расположенного выше глубины заложения ре-
зервуара (или его фундамента), кН/м3; d — глубина заложения ре-
зервуара (или его фундамента).
Сопоставление формул (6.4) и (6.5) показывает, что
заглубление резервуара или его фундамента позволяет
— 146 —

увеличить силу предельного сопротивления основания.
Особенно часто такая необходимость возникает при
строительстве резервуаров в условиях слабых водонасы-
щенных грунтов с низкими значениями прочностных
характеристик. Однако этой возможностью не всегда
удается воспользоваться, поскольку стоимость работ по
устройству котлованов в таких грунтовых условиях ока-
зывается намного выше того эффекта, который достига-
ется увеличением глубины заложения резервуара. В та-
ких случаях наиболее часто используют мероприятия,
направленные на повышение прочностных характеристик
слабых грунтов.
Аналогичные подходы к расчету устойчивости осно-
ваний используют и зарубежные специалисты. Отличие
состоит лишь в том, что значение коэффициента несущей
способности они принимают несколько большим Nc = 6,2.
Кроме того, вместо удельного сцепления ci в зарубежной
практике используемся предельное сопротивление одно-
осному сжатию си, определяемое либо по данным недре-
нированных испытаний образцов грунта в стабиломет-
рах, либо по данным полевых испытаний приборами
вращательного среза. При использовании стабиломет-
рических испытаний образец грунта доводят до разру-
шения и фиксируют значения наибольшего и наименьше-
го главных напряжений, соответствующих моменту раз-
рушения. Полуразность этих напряжений и определяет
си. Таким образом, сила предельного сопротивления ос-
нования, определенная по рекомендациям зарубежных
специалистов, оказывается, при прочих равных усло-
виях, несколько выше, чем получаемая по формулам
(6.4) и (6.5).
4.	Осадки оснований резервуаров
Расчет оснований по второй группе предельных со-
стояний (по деформациям) является основным для всех
видов сооружений, в том числе и для резервуаров. Целью
таких расчетов является ограничение абсолютных и от-
носительных вертикальных перемещений конструкций
резервуаров такими пределами, которые гарантируют
долговечность и нормальное их функционирование на
протяжении всего периода эксплуатации. Поэтому все
расчеты по второй группе предельных состояний произ-
10*	— 147 —

водятся с учетом совместной работы резервуара и его
основания, которая характеризуется следующим:
абсолютной осадкой центра резервуара sc и абсолют-
ными осадками точек по периметру резервуара sp;
средним креном резервуара im;
относительным прогибом (или выгибом) днища f/D;
неравномерностью осадки контура резервуара Asp.
Полученные в результате расчетов значения указан-
ных величин не должны превышать предельных значе-
ний, установленных для резервуаров различного назна-
чения и различных конструктивных схем. В отдельных
случаях, например при строительстве резервуаров на
глинистых водонасыщенных грунтах, расчеты по второй
группе предельных состояний выполняют с учетом раз-
вития осадок во времени, используя положения теории
линейной консолидации.
Для расчета осадок резервуаров применяют расчет-
ную схему основания в виде линейно деформируемого
полупространства с условным ограничением глубины
сжимаемой толщи. В отдельных случаях, когда в пре-
делах определенной таким образом сжимаемой толщи
залегает скала или малосжимаемый грунт с модулем де-
формации более 100 МПа, при расчетах осадок исполь-
зуется расчетная схема в виде линейно-деформируемого
слоя. Расчеты по указанным схемам можно проводить
лишь в том случае, если среднее давление по площади
передачи нагрузки на основание не превышает расчетно-
го сопротивления основания. Расчетное сопротивление
определяют в соответствии с требованиями строитель-
ных норм [29]. Поскольку площадь передачи нагрузки
от резервуара на основание велика, среднее давление,
как правило, оказывается ниже расчетного сопротивле-
ния основания даже в том случае, когда в его пределах
залегают слои слабых грунтов с низкими прочностными
характеристиками. В связи с этим на принципах опреде-
ления расчетного сопротивления основания нет смысла
останавливаться подробно. Следует лишь отметить, что
используемый при расчетах коэффициент условий рабо-
ты следует принимать равным 1.
Осадка в центре резервуара sc и в точках по его пе-
риметру sp при использовании расчетной схемы основа-
ния в виде линейно деформируемого полупространства
определяется методом послойного суммирования с ис-
пользованием формулы
— 148 —

S=&^i~Ethi '	(6‘6)
где p — безразмерный коэффициент, равный 0,8; fcp.t — среднее зна-
чение дополнительного вертикального напряжения в i-м слое грунта,
равное полусумме вертикальных напряжений иа верхней zi—i и ниж-
цей г< границах этого слоя, МПа; hi и Е(-толщина, м, и модуль
деформации, МПа, »-го слоя грунта; п — число слоев, на которые раз-
делена сжимаемая толща основания.
Распределение дополнительных вертикальных на-
пряжений по глубине основания резервуара определяют
по следующим выражениям (рис. 6.2): под центром ре-
зервуара огр,с = аро; под краем резервуара огр,р = aiPo
'(где po—p+og — дополнительное вертикальное давление
на основание, МПа; р — среднее вертикальное давление
под днищем резервуара, МПа;	среднее дав-
ление на основание от песчаной подушки, МПа; yg—
удельный вес материала, из которого изготовлена по-
душка, кН/м3; dg — толщина подушки, м).
Коэффициенты « и а, (табл. 6.3) зависят от формы
Таблица 6.3
z/R	ос	«1	z/R	%	а1
0	1,000	0,500	1,2	0,547	0,300
0,2	0,993	0,468	1,5	0,424	0,256
0,4	0,949	0,434	2	0,285	0,196
0,6	0,864	0,400	2,5	0,200	0,151
0,8	0,756	0,366	3	0,146	0,118
1	0,647	0,323			
подошвы фундамента и относительной глубины z/R (где
R — радиус резервуара).
Нижняя граница сжимаемой толщи основания огра-
ничивается глубиной z=Hc,c для вертикали, проходящей
через центр резервуара, и глубиной z=Hc,P для вертика-
ли, проходящей через точку на периметре резервуара.
В обоих случаях на этой границе должно выполняться
условие Огр = 0,2огв, причем напряжения от собственного
веса грунта azg должны вычисляться с учетом взвешива-
ющего действия воды в слоях, расположенных ниже
уровня подземных вод.
— 149 -

Рис. 6.2, Напряжения в основании резервуара
1 — дополнительные; 2 — от собственного веса грунта
Использование метода послойного суммирования поз-
воляет учесть неоднородность свойств грунтов по глу-
бине, в частности различия в сжимаемости отдельных
слоев. На практике встречаются случаи, когда опреде-
ленная расчетом нижняя граница сжимаемой толщи мо-
жет оказаться в слое грунта, модуль деформации кото-
рого меньше 5 МПа, или грунты с таким модулем зале-
гают непосредственно под нижней границей сжимаемой
толщи. В этом случае она должна быть определена,
ИСХОДЯ ИЗ условия Огр = 0,1 (Jzg.
В отдельных рекомендациях, а также в требованиях
типового проекта предложено определять нижнюю гра-
ницу сжимаемой толщи исходя из условия cr2P = 0,5cr2g.
К использованию подобных предложений в практике
проектирования и строительства нужно относиться весь-
ма осторожно, поскольку они приводят к уменьшению
расчетных значений осадок. Последствия такого подхода
могут оказаться катастрофическими.
При строительстве резервуаров на глинистых грунтах
с низкими значениями коэффициентов консолидации при
расчете осадок приходится учитывать и осадки, возни-
кающие от дополнительных давлений возводимой песча-
ной подушки. В этом случае в период возведения насыпи
и монтажа резервуара осадки от веса насыпи не успе-
— 150 —

нают достичь своих конечных значений и оставшаяся их
часть будет происходить уже в период эксплуатации.
Кроме указанных выше значений осадок оснований
под центром и под краем резервуара при расчетах необ-
ходимо определить и среднюю осадку по периметру ре-
зервуара. С этой целью рассчитывают осадки не менее
чем в четырех точках, расположенных равномерно по пе-
риметру резервуара, и определяют среднее значение осад-
ки, пользуясь формулой
п
(6'7)
£=1
где sP,m — средняя осадка по периметру резервуара, м; sp,i — осадка
н t-й точке, расположенной на периметре резервуара, м; п — число
точек, расположенных на периметре резервуара, для которых опре-
делялась осадка.
Вычисленная таким образом средняя осадка резервуа-
ра по периметру не должна превышать допустимой осад-
ки в- месте подключения к резервуару технологических
трубопроводов. Средние осадки резервуаров, как прави-
ло, мало волнуют специалистов, поскольку эти осадки мо-
гут вызвать лишь дополнительные напряжения в узле со-
пряжения трубопровода со стенкой резервуара, что легко
исключить путем использования гибких соединительных
муфт или периодической рихтовкой опор, поддерживаю-
щих подводящие трубопроводы.
Прогиб днища резервуаров. Данные расчетов осадок
в центре резервуара и по его периметру используют для
определения прогиба днища резервуара, который не дол-
жен превышать допустимых величин для данной конст-
рукции резервуара, т. е.
f ~ sc sP,m fu>	(6 »8)
। дс fu — предельно допустимое значение прогиба.
Имеющиеся данные о наблюдениях за неравномерны-
ми осадками резервуаров показывают, что можно выде-
лить две наиболее характерные формы деформаций дни-
ща: плавный прогиб всего днища и локальный прогиб
участка днища (рис. 6.3). Для оценки растягивающих
напряжений в днище резервуара при его прогибе обычно
используют известное решение, полученное для тонкой
круглой пластинки, жестко закрепленной по периметру.
Различие между результатами, получаемыми в этом слу-
чае разными авторами, состоит лишь в том, что при рас-
— 151 —

(6.9)
чете они предлагают использовать отличающиеся друг от
друга коэффициенты надежности, определяющие допус-
каемые растягивающие напряжения, действующие в дни-
ще при его прогибе. Результаты этих исследований ре-
комендованы корпорацией Шелл и западногерманскими
нормами в качестве основного метода расчета усилий
в днище металлических резервуаров. Использование та-
ких решений для расчета напряжений в днище показыва-
ет, что при коэффициенте надежности, равном единице,
безопасный прогиб может быть определен по формуле
\ Ym Est >
где ft — начальный прогиб днища резервуара, м; ут — коэффициент
надежности по материалу днища; а„,8( и Est — допускаемое напря-
жение на разрыв и модуль деформации для материала днища, МПа;
D — диаметр резервуара, м.
Коэффициент надежности, как правило, определяется
отношением предельно допустимого напряжения для
материала днища к действующему напряжению. Зарубеж-
ные специалисты в своей практике рекомендуют два зна-
чения коэффициента надежности по материалу: ут^4 оп-
ределяет тот уровень напряжений, при котором в отдель-
ных точках днища они могут достичь своего предельного
значения; ут^2 соответствует случаю, когда возможен
разрыв днища под действием растягивающих напряже-
ний. Таким образом, коэффициент надежности, равный 4,
дает расчетное значение прогиба днища в 2 раза мень-
шее прогиба, при котором возможен разрыв материалов,
а при ?т=2 расчетный прогиб днища оказывается в 1,43
— 152 —

раза меньше прогиба, при котором возможна авария ре-
зервуара в связи с разрывом материала днища или сва-
рочного шва.
5.	Равномерные крены резервуаров
В результате неравномерных осадок как резервуар
в целом, так и отдельные его конструкции могут откло-
няться от своего первоначального положения. Равномер-
ный крен (резервуар поворачивается на определенный
угол как жесткая конструкция) не может вызвать сколь-
ко-нибудь значительных дополнительных усилий в отдель-
ных конструкциях резервуаров даже в том случае, когда
величина крена значительна. Обычно при таком крене
происходит лишь изменение формы поверхности храни-
мой в резервуаре жидкости и возникает опасность на-
рушения герметичности при использовании плавающих
кровель. Кроме того, за счет изменения высоты столба
хранимого продукта могут возникнуть небольшие допол-
нительные напряжения в стенке и в узле сопряжения
стенки с днищем (рис. 6.4).
В отечественной практике проектирования и строи-
тельства резервуаров равномерный крен определяют по
разности осадок двух диаметрально противоположных то-
чек, расположенных на периметре резервуара. Такой под-
ход нельзя считать удовлетворительным, так как при этом
определяется не максимальное значение крена, а его про-
межуточное значение, которое, в свою очередь, зависит
от выбранных точек. Поэтому более правильно опреде-
лять относительный креп разностью между максималь-
ной осадкой в одной точке и средней осадкой всех
точек, находящихся на периметре резервуара:
I — (sp,max — sP,m)/& >	(6- Ю)
где Sp.mox — максимальная осадка по периметру резервуара.
Определенное по формуле (6.10) значение крена
должно быть меньше допустимой его величины для кон-
кретного рассматриваемого резервуара.
Принимая крен равномерным и исходя из чисто гео-
метрических соображений, можно показать, что макси-
мальный относительный крен, не вызывающий сущест-
венных дополнительных усилий в стенке резервуара, со-
ставит [57]:
hnax = ^u,st-^rir-----2ЯЛ,	(6.11)
— 153 -

D______________ Рис. 6.4. Равномерный крен
---------------q	резервуара
ГДе tmax — максимальная толщина стенки, м; Д/ — уменьшение тол-
щины стенки за счет коррозии, м; — коэффициент надежности по
материалу; у»— удельный вес хранимого в резервуаре продукта,
кН/м3; Нк — высота продукта в резервуаре, м.
При расчетах стенки зарубежные специалисты исполь-
зуют коэффициент надежности ут=2,4. Подставляя это
значение в формулу (6.11), получим, что увеличение на-
пряжений в нижней части стенки не превысит 10 % при
крене резервуара примерно 0,05 D.
Лангевельд (1974) предложил ограничивать макси-
мальную разность осадок двух диаметрально противопо-
ложных точек, находящихся на периметре резервуара,
50 см. При таком крене напряжения в стенке не превысят
2 % напряжений, действующих в стенке при строго вер-
тикальном положении и при заполненном до максималь-
ного уровня резервуаре. Изменение геометрических раз-
меров резервуара на уровне верха стенки будет <2,о см.
Разрушение стенки в результате равномерного крена
представляется маловероятным. Поэтому максимальное
значение крена устанавливается, как правило, исходя из
условий, чтобы при развитии крена обеспечивалось сво-
бодное стекание продукта с плавающей крыши, а допол-
нительные усилия в стационарной кровле были минималь-
ны. В отдельных случаях крен резервуара ограничивается
также исходя из необходимости обеспечения нормаль-
ной работы затворов, используемых на плавающих кры-
шах для герметизации резервуаров. Исходя из этого ус-
ловия, разность осадок диаметрально противоположных
точек резервуара с плавающей крышей не должна пре-
вышать:
sp,li—sp,i2	D,	(6.12)
где Rt — допустимое для нормальной эксплуатации расстояние меж-
ду стенкой и плавающей кровлей.
— 154 —

6.	Осадки резервуаров по периметру
При проектировании оснований резервуаров наиболь-
шее внимание обычно уделяют неравномерным осадкам
периметра, поскольку они не только создают крены, но
могут вызвать изменения геометрических размеров ре-
зервуаров в радиальном направлении и привести к раз-
витию дополнительных напряжений в стенке. Радиальные
деформации стенки приводят к образованию овальности
сечения резервуара, что, в свою очередь, вызывает нару-
шение нормальной эксплуатации герметизирующих уст-
ройств в резервуарах с плавающими крышами. Увеличе-
ние напряжений в стенке резервуара со стационарной
кровлей может привести к разрыву стенки и большим по-
терям продукта.
В отечественной практике в качестве характеристики
неравномерных осадок резервуара по периметру исполь-
зуют данные о разности осадок в двух смежных точках,
расположенных на расстоянии 6 м друг от друга. Эта ве-
личина не может характеризовать в полной мере измене-
ния напряженного состояния резервуара. При равномер-
ном крене, хотя вертикальные перемещения двух смеж-
ных точек и будут отличаться друг от друга, однако
дополнительные усилия будут отсутствовать. В связи
с этим возникает необходимость пересмотра используе-
мых в отечественной практике критериев, определяющих
неравномерные осадки резервуара по периметру. С целью
выработки таких критериев в НИИОСПе им. Н. М. Гер-
севанова проведен анализ предложений отдельных авто-
ров и зарубежных фирм, специализирующихся в области
резервуаростроения. Рассмотренные предложения во
многом отличаются друг от друга, причем некоторые от-
личия весьма существенны. На рис. 6.5 в обобщенном ви-
де представлены наиболее существенные деформации,
которые могут возникнуть при неравномерных осадках
резервуара по периметру.
Наиболее полно неравномерные осадки могут быть
оценены с помощью следующих параметров:
sp,i — осадка точки t, находящейся на периметре резервуара, оп-
ределяемая вертикальным ее перемещением начиная с момента
окончания монтажа резервуара, м;
As/j — разность осадок между точками i и /, м;
— расстояние по периметру резервуара между точками i
и /> м;
— 155 —

6 — разность осадок двух диаметрально противоположных то-
чек резервуара, м;
zi — часть осадки точки I за счет равномерного крена, м;
— часть осадки точки i по отношению к плоскости равномер-
ного крена, м;
A5=st—0,5 (s/+i+i) — прогиб отдельного участка на перимет-
ре резервуара, м;
^Smax—si—0,5 (s/+n/4+s*-n/4) — максимальный прогиб участка
резервуара, равного 1/4 части его параметра, м;
— угол наклона участка резервуара между точками
f и /;
i—S/D— равномерный относительный крен резервуара.
- 156 -

Такое разнообразие критериев, характеризующих не-
равномерные осадки резервуара по периметру, привело
к тому, что среди специалистов нет единого мнения о том,
какие из них наиболее полно характеризуют поведение
резервуара при неравномерных осадках. Одни авторы
и качестве основных критериев используют параметры,
определяющие изменения геометрических размеров ре-
•ервуара по сравнению с их первоначальными размерами,
И другие рассматривают неравномерные осадки по их вли-
янию на развитие дополнительных напряжений в конст-
рукции резервуара. К тому же в каждом случае исполь-
зуются различные параметры, характеризующие нерав-
номерные осадки резервуара по периметру.
Так, например, Лангевельд (1974) и Малики др. [56]
предлагают учитывать влияние неравномерных осадок ре-
зервуара по периметру с помощью радиуса кривизны ли-
нии, проведенной в вертикальной плоскости через три
смежные точки, находящиеся на периметре. Проводя че-
рез эти точки синусоидальную кривую (рис. 6.6), они оп-
ределяют радиус кривизны на участке, ограниченном тре-
мя точками измерений.
Предложения других исследователей отличаются от
предыдущих тем, что рассматриваемая ими кривая про-
водится не через три смежные точки, находящиеся на
периметре резервуара, а через 1/4 всех точек, по которым
измерялись перемещения контура резервуара. Радиус
кривизны этой кривой (рис. 6.7) рекомендуется опреде-
лять по формуле
R
16sma3C
Рассмотренные формулы характеризуют образование
овальности резервуара, вызванное плавно изменяющими-
ся неравномерными осадками резервуара по периметру.
• '.равнение формул показывает, что, несмотря па различ-
ный подход к решению рассматриваемого вопроса, все
пни приводят приблизительно к одним и тем же значени-
нм неравномерных осадок по периметру, при которых
обеспечивается нормальная эксплуатация резервуара
(габл. 6.4).
Практика показывает, что значительная овальность
резервуара может образоваться не только в результате
плавно изменяющихся неравномерных осадок резервуара
но периметру, но и при локальной осадке какого-либо
— 157 —

Таблица 6.4
Предложенный критерий	Модифицированный критерий
Д5=0,2Д/?<£2/(ЯР)	Для я=8 для п =16 Д5тая<0,107Д/?^/Я
2&s<&^5bRtD/H	AimaxCO, 125Д/?,Р/Я
bs<&Rtl*/(HD)	Для-м=8 для я=16 > 132^R^D/Н
участка периметра. Использование синусоидальной кри-
вой для описания неравномерных осадок в этом случае
приводит к тому, что расчетные значения As оказываются
намного меньше значений, измеренных в натуре. Предло-
жение Малика и др. [56] может быть с успехом исполь-
зовано для оценки как локальных неравномерных осадок,
так и осадок, плавно изменяющихся вдоль периметра ре-
зервуара. Рекомендуемая для этого случая зависимость
дает результаты, хорошо согласующиеся с данными на-
блюдений за развитием осадок резервуаров с плавающи-
ми кровлями (см. табл. 6.4).
Что касается резервуаров со стационарными кровля-
ми, то в настоящее время имеются лишь отдельные при-
меры, которые могут быть использованы для анализа
влияния овальности на эксплуатационную пригодность
резервуаров.
Результаты измерений неравномерных осадок резер-
вуаров с плавающими кровлями в г. Кавасаки (Япония)
показывают, что резервуары такой конструкции могут
нормально эксплуатироваться при неравномерных осад-
ках контура, значительно превышающих значения, опре-
деляемые по формуле, предложенной Маликом и др.
Анализируя эти данные, можно показать, что при не-
равномерных осадках по периметру, даже в 2 раза
больших, чем дает указанная формула, нормальная экс-
— 158 —

илуатация плавающих кровель резервуаров не наруша-
ется и в их конструкциях не могут возникнуть дополни-
тельные напряжения, представляющие опасность.
7. Дополнительные напряжения в стенке резервуара
при неравномерных осадках
На учете дополнительных напряжений в стенке, воз-
никающих в результате неравномерных осадок резервуа-
ра по периметру, основана группа предложений. К сожа-
лению, опыт, накопленный ранее при строительстве и экс-
плуатации резервуаров небольших объемов, не может
быть прямо использован при проектировании резервуа-
ров современных конструкций, которые имеют большее
отношение диаметра к высоте. При таких отношениях да-
же значительные неравномерные осадки не могут вызвать
сколько-нибудь существенных изменений геометрических
размеров, в том числе овальности. Кроме того, современ-
ные конструкции затворов на плавающих кровлях позво-
ляют обеспечить необходимую герметичность при боль-
ших радиальных изменениях расстояний между плаваю-
щей кровлей и стенкой резервуара. Таким образом,
овальность, образующаяся при неравномерных осадках
резервуара по периметру, все в меньшей степени влияет
па его эксплуатационный режим. Однако в результате
образования овальности в стенке возникают дополнитель-
ные напряжения, которые могут привести к значительно-
му ее перенапряжению и даже к разрушению. В связи
с этим вопрос о дополнительных напряжениях в стенке
при неравномерных осадках резервуара по периметру
становится наиболее важным при больших отношениях
диаметра резервуара к высоте стенки.
Анализируя с этих позиций результаты наблюдений за
осадками резервуаров, Де Биир (1969) установил связь
между приращением вертикальных перемещений за счет
неравномерной осадки резервуара по периметру и ра-
диусом кривизны в этой же точке Rc, i и предложил учи-
тывать эту взаимосвязь в виде:
Р
Используя эту зависимость, Де Биир пришел к выво-
ду, что при радиусе кривизны, большем 1500 м лополни-
юльные напряжения в стенке незначительны и могут не
— 159 —

учитываться при проектировании оснований резервуаров
со стационарными кровлями, диаметр которых не превы-
шает 20 м. Для резервуаров с плавающей крышей без-
опасной неравномерной осадкой по периметру можно
считать величину, при которой отношение As// меньше
или равно 1/450. На основе такой косвенной оценки на-
пряженного состояния стенки при неравномерных осадках
предложена более прямая оценка уровня дополнительных
напряжений, основанная на теории изгиба тонкостенных
балок. Авторы показали, что используемый в выражении
(6.13) радиус кривизны связан с напряжением в стенке а
следующей зависимостью:
Re>i = aHE/a,	(6.14)
где Е—модуль деформации материала стенки; а — безразмерный
коэффициент.
Сопоставляя уравнения (6.13) и (6.14) и подставляя
вместо о допускаемое напряжение для материала стенки
ии, получим:
Ч<^и/а/(Я£),	(6.15)
где k — постоянный коэффициент, учитывающий в обобщенном виде
нелинейные деформации материала стенки, вторичные эффекты гео-
метрических размеров резервуаров и другие незначительные факторы.
Коэффициент k можно установить эмпирическим пу-
тем на основе анализа результатов наблюдений за разви-
тием осадок натурных резервуаров и особенно при их
авариях. Выполненные расчеты показали [57], что если
принять радиус кривизны 1500 м, то значение коэффици-
ента k получается равным 2—3 для резервуаров диамет-
ром 20 м. Если использовать предложение As//= 1/450
для больших резервуаров с плавающими кровлями, то
это дает значение k=1,54-3,3 в зависимости от геометри-
ческих размеров и свойств материала резервуаров. Ис-
пользование других предложений по ограничению абсо-
лютных значений неравномерных осадок приводит к тому,
что для предотвращения перенапряжений в стенках резер-
вуара необходимо в выражении (6.15) использовать k—
=3,3.
Сравнение результатов вычислений коэффициента k со
значениями, полученными по результатам наблюдения
для различных резервуаров как со стационарными кров-
лями, так и с плавающими, показывает, что для боль-
шинства резервуаров значения коэффициента k уклады-
ваются в предлагаемые пределы. Для некоторых эксплуа-
— 160 —

тируемых резервуаров значения коэффициента k
превышают рекомендуемое значение, однако и эти резер-
вуары нормально эксплуатируются в течение многих лет.
8. Допускаемые неравномерные осадки резервуаров
Различные подходы к оценке влияния неравномерных
осадок на эксплуатационную пригодность резервуаров
потребовали систематизации критериев, предложенных
разными авторами и разными организациями.,С этой це-
лью в НИИОСПе им. Н. М. Герсеванова авторами было
выполнено сопоставление имеющихся предложений по до-
пустимым неравномерным осадкам резервуаров, в том
числе и требований, установленных некоторыми норма-
тивными документами. Неравномерные осадки резервуа-
ров были разделены на две основные группы. К первой
группе отнесены неравномерные осадки вдоль периметра
резервуара, которые в технической литературе принято
называть осадками стенки резервуара. В отличие от не-
равномерных осадок днища для расчетов напряжений
в стенке, вызванных осадками резервуара по периметру,
не разработано строгих методов. Поэтому существуют
принципиальные различия в подходах к выработке кри-
териев для этих двух видов неравномерных осадок и в пу-
тях предупреждения их последствий.
Для днища резервуара равномерный прогиб может
быть вычислен заранее. Если по расчету окажется, что
эта величина превышает допустимую, должны быть пре-
дусмотрены меры по подготовке оснований резервуаров,
направленные на уменьшение прогибов их днищ.
Неравномерные осадки резервуара по периметру во
многих случаях не могут быть вычислены заранее. На
практике допустимые осадки сравнивают с фактическими
осадками, замеренными в натуре уже после окончания
строительства резервуара. Если неравномерные осадки
резервуара по периметру приближаются к предельно до-
пустимым, принимают меры к выравниванию резервуара.
Для оценки неравномерных осадок днища наиболее
часто используют следующие критерии: прогиб днища f,
определяемый разностью между осадкой в центре резер-
вуара и минимальной осадкой по его периметру; относи-
тельный прогиб f/D; относительный локальный про-
гиб, определяемый отношением разности максимальной
И минимальной осадок в точках, расположенных на днище
11—88
— 161 —

резервуара, к расстоянию между этими точками, т. е.
(sb> max~~~$b, min) /Ь.
Впервые в технической литературе сведения о допус-
каемых значениях неравномерных осадок для днищ ме-
таллических резервуаров появились в 1961 г. Основыва-
ясь на данных наблюдений за осадками большого числа
резервуаров, авторы этих предложений обратили внима-
ние на то, что неравномерные осадки резервуаров значи-
тельно превышают величины, характерные для обычных
промышленных зданий. Они предложили в качестве до-
пускаемой величины использовать разность осадок между
центром днища и средней осадкой по периметру, равной
60 см для резервуаров диаметром от 35 до 46 м. Исполь-
зование предложенного критерия не совсем удобно
с практической точки зрения, так как при увеличении диа-
метров резервуаров предложенная разность осадок мо-
жет оказаться слишком малой, в то время как для ре-
зервуаров небольших размеров такая разность может
оказаться опасной. Поэтому для характеристики нерав-
номерных осадок днища резервуара в последние годы ис-
пользуется относительный прогиб f/D. Многие авторы
предложили свои предельные значения относительного
прогиба днища резервуара, которые, в основном, мало от-
личаются друг от друга (табл. 6.5).
При такой оценке неравномерных осадок все иссле-
дователи исходят из предположения, что максимальная
осадка будет в центре резервуара. Рассмотренные в пре-
Таблица 6.5
sc~sP,m‘ “	f/D	L	Автор
о,6	—	—	E. Д. Карлсон, С. П. Фрикапо (1961) Дж. С. Кларк (1971)
—	1/360	1/180	
—	1/90		Дж. Е. Ринни (1963)
—	1/100	—-	Дж. М. Лангевельд (1974)
—	1/110	—	Р. А. Суливан, Дж. Ф. Новиц- кий (1975)
•—	1/50	—	П. А. Грин, Д. В. Хайт (1975) А. Д. М. Пенмаи (1977)
—	1/40	1/20	
—	1/200	—•	П. А. Коновалов, Ю. К. Иванов (1985) К. X. Хербер (1955)
—	1/45	—	
—	1/45	1/20	Р. Розенберг, Н. Л. Жерно (1982)
162 —

дыдущих главах примеры показывают, что максимальные
осадки не всегда приурочены к центру резервуара, а мо-
гут происходить и на участках, расположенных между
центром и периметром резервуара, А. Пенман (1977) об-
ратил на это внимание еще в 1977 г. и в качестве допусти-
мой неравномерной осадки предложил использовать от-
ношение разности между максимальной осадкой днища
и осадкой ближайшей точки, находящейся на периметре,
к расстоянию между этими точками, т. е. (sc — sp)jL=^
=*= 1/20. Если в этом случае положить L — D, допускае-
мый относительный прогиб днища приблизительно бу-
дет равен 1/40, т. е. намного больше, чем предлагают
другие авторы.
Как видно из табл. 6.5, наиболее часто допустимые
величины рекомендуются для относительного прогиба
днища, поскольку его можно вычислить заранее, в то вре-
мя как определить заранее точку с максимальной локаль-
ной осадкой практически невозможно. Поэтому именно
относительный прогиб днища целесообразно использовать
в качестве основного критерия при разработке норматив-
ных документов по проектированию оснований и фунда-
ментов резервуаров.
Сопоставление приведенных в табл. 6.5 величин пока-
зывает, что советские специалисты [19] предъявляют бо-
лее жесткие требования к неравномерным осадкам дни-
ща резервуара. Это можно объяснить тем обстоятельст-
вом, что стали, используемые в зарубежной практике для
изготовления резервуаров, имеют более высокие значе-
ния сопротивления на разрыв и, кроме того, швы сварных
соединений отдельных листов днища также обладают бо-
лее высокой прочностью.
Опубликованные в технической литературе данные на-
блюдений позволяют вычислить фактические прогибы
днищ резервуаров, измеренные как после гидроиспыта-
пий, так и в период эксплуатации. Полученные таким об-
разом результаты представлены на рис. 6.8, где с правой
стороны от вертикали нанесены прогибы для резервуаров,
эксплуатация которых осуществляется нормально, а с ле-
вой стороны — для резервуаров, либо потерпевших ава-
рии, либо потребовавших выполнения работ по ликвида-
ции неравномерных осадок. По сравнению с ранее опуб-
ликованными данными [63], основанными на зарубеж-
ном опыте строительства резервуаров, нами добавлены
сведения из отечественного опыта строительства.
II*
— 163 —

Рис. 6.8. Прогибы днищ резервуаров
/ — локальные; // — общие; / — нормальная эксплуатация; 2—аварийное со-
стояние
Как видно из рис. 6.8, разрушения днища резервуара
в результате прогиба происходят в основном при относи-
тельном его значении более 1/55, хотя два резервуара
нормально эксплуатировались и при большом относитель-
ном прогибе. Аналогичным образом представлены и ре-
зультаты, связанные с локальным прогибом днища. Как
видно, днище резервуара разрушается при значительном
прогибе, минимальное значение которого составляет 1/18,
- 164 —

хотя и в этом случае два резервуара нормально эксплуа-
тировались и при больших локальных прогибах.
Сравнение этих значений с данными табл. 6.5 показы-
иает, что многие исследователи, в том числе и советские,
очень осторожно подходят к назначению предельных ве-
личин прогибов днища резервуаров. Многолетний опыт
строительства показывает, что предлагавшиеся ранее
ограничения могут быть и должны быть пересмотрены.
В этой связи представляет интерес проведенное нами со-
поставление данных по допускаемым для днищ резервуа-
ров прогибам, регламентированным нормативными доку-
ментами некоторых стран:
Федеративная Республика Германии	(DIN) , ,	1/5)
Соединенные Штаты Америки (Шелл) ....	1/45
Соединенные Штаты Америки (Эксон) . . . ,	1/44
Типовой проект резервуаров (СССР)............. 1/200
Великобритания (BS-2654)..................... 1/50
Как можно видеть, регламентируемые нормами (кро-
ме СССР) значения довольно хорошо соответствуют дан-
ным, приведенным в табл. 6.5.
Сопоставление рекомендуемых разными авторами до-
пускаемых прогибов днища резервуаров легко осущест-
вимо, поскольку все они базируются на одних и тех же
предпосылках и результаты их мало отличаются друг от
друга. Иначе обстоит дело с неравномерными осадками
резервуаров по периметру (табл. 6.6). В общей сложности
предложено шесть различных параметров, лимитирую-
щих допускаемые неравномерные осадки по периметру,
базирующиеся на анализе поведения конструкций резер-
вуаров с точки зрения либо изменений геометрической
Таблица 6.6
Рекомендуемый критерий	Автор
A Smax A R t D/ ( 4Н ) Asmax«AR</2/(WD) Asmox<ARpO,2t2/(HD) Smax<4 СМ ДЛЯ D<50 M ASmax-^34-4,5 CM AS/Z< 1/450	T. В. Ламбе (1969), А. Пенман (1977) 3. Малик и др. (1977) Дж. М. Лангевельд (1974) Д. А. Гринвуд (1975) Р. А. Суливан, Дж. Ф. Новиц- кий (1975) Е. Де Биир (1969)
165 —

формы резервуара, либо развития дополнительных напря-
жений в стенке.
Все предложения требуют предварительных сопостав-
лений допускаемых значений неравномерных осадок
с расчетными, которые, вообще говоря, не так просто
определить заранее. Для того чтобы воспользоваться
большей частью предложений, обобщенных в табл. 6.6,
необходимо определить плоскость крена резервуара.
Обычно для этих целей используются результаты измере-
ний осадок в точках, расположенных по периметру. Труд-
ности, связанные с этой процедурой, состоят в том, что,
используя одни и те же результаты наблюдений, при их
обработке и аппроксимации получаются различные значе-
ния крена.
Если плоскость крена будет определена, далее легко
вычислить по отношению к этой плоскости как дополни-
тельную осадку sP, так и ее приращение As. Именно на
этом принципе построено большинство предложений за-
рубежных исследователей. Порядок определения этих ве-
личин легко понять из рис. 6.5. В отечественной практике
используется несколько другой подход, поскольку нерав-
номерность осадки периметра принято характеризовать
разностью абсолютных значений осадок двух смежных то-
чек периметра, расположенных па расстоянии 6 м друг от
друга. Аналогично поступают и некоторые зарубежные
специалисты [39]. Хотя такой подход позволяет прово-
дить вычисления без всяких затруднений, он не может
быть признан правильным, так как не учитывает среднего
крена резервуара. Как было показано ранее, крен резер-
вуара не может вызвать дополнительных напряжений
в конструкциях и каким-то образом нарушить функциони-
рование основных элементов резервуара. При равномер-
ном крене может наблюдаться определенная разность
осадок смежных точек, находящихся на периметре, даже
превосходящая допускаемые величины, однако это ни-
как не скажется на эксплуатационной пригодности резер-
вуара в целом. Более правильно напряженное состояние
конструкций резервуара характеризует дополнительная
осадка по отношению к плоскости среднего крена, при-
чем она может быть как положительной, так и отрица-
тельной.
В связи с тем, что разные методы определения нерав-
номерных осадок базируются на существенно различных
допущениях, и в связи с неоднозначностью определений
— 166 —

Таблица 6.7
Автор	Неравномерность Осадки, см, при	
	0=50 м; /=9,5 м	0=20 м; /=8 м
E. Де Биир (1969)	1Д	2,1
Дж. М. Лангевельд (1974)	5	4
Р. А. Суливан, Дж. Ф. Новицкий (1975)	3	3
Д. А. Гринвуд (1975)	4	4
Л. Беллоии и др. (1975)	2,4	3
3. Малик и др. (1977)	3,2	5,2
А. Пенман (1977)	3-5	3-5
Б. Г. Рао, Р. К. Бхандари (1980)	3—5	3—5
11 А. Коновалов, Ю. К. Иванов (1985)	6	6
плоскости среднего крена сопоставление различных пред-
ложений по допускаемым значениям неравномерных оса-
док может быть проведено лишь на примере какого-либо
идеализированного случая. В качестве такого примера
нами рассмотрены резервуары диаметрами 20 и 50 м,
осадки всех точек которых равны между собой, за исклю-
чением одной, которая имеет большую осадку. Таким
образом, резервуар имеет нулевой крен и по отношению
к нему может быть определена неравномерность осадки
по всем предлагаемым методам. Результаты вычислений
обобщены в табл. 6.7.
Как видно, определенные по предложениям разных ав-
торов допускаемые значения неравномерных осадок ре-
зервуаров по периметру мало отличаются друг от друга.
Проверить эти данные в настоящее время не представля-
ется возможным, поскольку в технической литературе не
опубликовано ни одного случая аварии резервуара, вы-
званной его неравномерными осадками по периметру.
Для выработки окончательного критерия остается лишь
ожидать подобного случая или организовать специальные
исследования. На данном этапе приходится ориентиро-
ваться на значения, приведенные в табл. 6.7.
Представляется также целесообразным пересмотреть
методику определения неравномерных осадок по перимет-
ру, используемую в отечественной практике при проекти-
ровании резервуаров. Более целесообразно рассчитывать
Неравномерные осадки в этом случае по формуле
&sp = spj — (sp,i+i 4- sp.i~i) /2;
— 167

где Asp — неравномерная осадка по периметру, см; sf,i — абсолют-
ная осадка в точке I, см; sp,<+i и — абсолютные осадки в точ-
ках » + 1 и i— 1, расположенных на равном расстоянии от точки I, см.
При необходимости оценки неравномерных осадок
резервуаров на стадии проектирования можно восполь-
зоваться данными о допустимых значениях этих осадок
(табл. 6.8) [19].
Таблица 6.8
Этап	Вид деформации	Объем резервуара, гыс. м3		
		10 | 10-20		50-60
Гидравлические испытания	Средняя осадка по кон- туру, мм Неравномерность по кон- туру, мм Относительный прогиб днища	100 40 0,003	100 50 0,0025	100 60 0,002
Период эксплуа- тации	Средняя осадка по кон- туру, мм Неравномерность по кон- туру, мм Относительный прогиб днища	150 50 0,008	150 60 0,006	150 60 0,004
Глава 7. МЕТОДЫ УМЕНЬШЕНИЯ НЕРАВНОМЕРНЫХ
ОСАДОК РЕЗЕРВУАРОВ
1. Подготовка оснований
Резервуары существенно отличаются от других со-
оружений как конструктивными особенностями, так
и особенностями возведения. Правильный учет этих осо-
бенностей позволяет выработать ряд мероприятий, на-
правленных на уменьшение неравномерных осадок ре-
зервуаров и обеспечение их нормальной эксплуатации
даже в тех случаях, когда в основаниях резервуаров за-
легают большие толщи слабых водонасыщенных грун-
тов. Предложенные и частично используемые методы,
направленные на решение этих задач, рассмотрены
в предыдущих разделах и в обобщенном виде сводятся
к следующим мероприятиям:
— 168 -

1.	Устройство песчаных подушек с уклоном их по-
верхности, направленным от центра резервуара к его
периметру. Обычно этот уклон назначается в пределах
2—3 % и обеспечивает компенсацию различий между
осадкой в центре резервуара и по его периметру, умень-
шая тем самым прогиб днища.
2.	Повышение плотности грунтов в верхней части
основания уплотнением динамическими или вибрацион-
ными методами, а также устройством песчаных и желе-
зобетонных свай. В отдельных случаях для уменьшения
неравномерных осадок полностью или частично заменя-
ют грунты в верхней зоне оснований резервуаров более
качественным материалом, обладающим меньшей сжи-
маемостью. Песчаные и железобетонные сваи размеща-
ют в пределах площади резервуара таким образом,
чтобы осадки в центральной части днища были меньше.
Это достигается установкой свай на более близком рас-
стоянии друг от друга в центральной части. По мере
удаления от центра расстояние между сваями увеличи-
вают, обеспечивая таким образом все меньшую степень
уплотнения грунтов по мере приближения к периметру
резервуара.
3.	Предварительное уплотнение грунтов временными
насыпями либо уплотнение путем контролируемых гид-
роиспытаний после завершения монтажа резервуара.
4.	Ограничение горизонтальных деформаций грунтов
в основаниях резервуаров путем устройства по перимет-
ру сплошных или прерывистых кольцевых стенок из же-
лезобетонных элементов.
О достоинствах и недостатках каждого из рассмот-
ренных методов, а также об области рационального ис-
пользования можно судить по результатам их примене-
ния в практике строительства, изложенным в предыду-
щих главах. В данной главе приведены некоторые
методы, разработанные в последние годы и направлен-
ные на обеспечение возможности строительства резер-
вуаров в сложных инженерно-геологических условиях.
2.	Пресс-метод строительства резервуаров
Эффективный метод строительства резервуаров на
слабых водонасыщенных грунтах разработан в послед-
ние годы сотрудниками НИЙОСПа им. Н. М. Герсевано-
ва [4]. В основу этого метода положено то обстоятельст-
— 169 —

во, что перед пуском резервуара в эксплуатацию осу-
ществляют его контрольное заполнение водой с целью
проверки герметичности резервуара, прочности сварных
швов и работоспособности технологической аппаратуры.
В процессе гидроиспытаний происходит первичное за-
гружение основания, и грунт частично уплотняется уже
в процессе гидроиспытаний. Происходящие при этом
осадки имеют неравномерный характер, вызывая обра-
зование прогиба днища резервуара. После удаления во-
ды днище резервуара стремится упруго возвратиться
в свое первоначальное положение. Поскольку остаточ-
ные деформации грунта после его первичного нагруже-
ния оказываются намного больше, чем у материала
днища, поверхность основания при разгрузке не может
точно следовать за днищем, в результате чего между
днищем резервуара и поверхностью основания образу-
ется воздушный зазор. Основная цель предложенного
способа состоит в том, чтобы путем нагнетания твер-
деющего материала под днище ликвидировать этот зазор
и обеспечить контакт с грунтом по всей площади резер-
вуара. Для этого перед монтажом резервуара на по-
верхность основания укладывают перфорированные тру-
бы и после первого цикла нагрузки и разгрузки по ним
нагнетается цементно-песчаный раствор, заполняющий
образовавшуюся между днищем и грунтом полость.
Положения днища резервуара и поверхности при нагру-
жении и разгрузке, а также после заполнения полости
цементно-песчаным раствором показаны на рис. 7.1.
Контролируя давление нагнетания и объем подаваемого
под днище резервуара раствора, можно полностью лик-
видировать образовавшуюся полость и даже создать
небольшой выгиб днища с тем, чтобы в эксплуатацион-
ный период избежать появления дополнительного про-
гиба. Нагнетаемый раствор полностью заполняет все за-
зоры между днищем и поверхностью основания, обеспе-
чивая контакт между ними по всей площади днища.
К качеству и прочности раствора не предъявляются
особые требования, поскольку среднее давление под дни-
щем резервуаров обычно не превышает 0,2 МПа.
Особенно эффективным такой метод строительства
оказывается тогда, когда в основаниях резервуаров за-
легают слои сильносжимаемых грунтов. В этом случае
рекомендуется использовать поэтапное проведение гид-
роиспытаний. На первом этапе осуществляется частичное
— 170 —

Рис. 7.1. Последовательность операций при использовании пресс-метода
/ — первичное нагружение; 2 — образование воздушной полости; 3 — заполне-
ние полости твердеющим материалом
заполнение резервуара водой, после выдержки при этой
ступени нагрузки воду из резервуара удаляют и нагне-
тают раствор в таком объеме, чтобы придать днищу го-
ризонтальное положение. После затвердевания раствора
в резервуар вновь накачивают воду, но уже на высоту,
превышающую приблизительно в 2 раза высоту первого
этапа. После выдержки новой ступени нагрузки и раз-
грузки нагнетают новую порцию раствора, и такие циклы
повторяют до тех пор, пока резервуар не будет пол-
ностью заполнен водой. Для ускорения процесса тверде-
ния раствора и тем самым сокращения сроков проведе-
ния работ следует использовать добавки, ускоряющие
процессы твердения раствора. Наряду с цементно-песча-
ным раствором для заполнения полости с успехом могут
быть использованы и другие твердеющие материалы,
например полимерные. В этом случае кроме обеспечения
контакта между днищем резервуара и основанием обес-
печивается также создание надежного гидроизолирую-
щего слоя, который не только защитит днище от корро-
зии, но и обеспечит хорошую защиту основания от попа-
дания в него химических продуктов при возможных
утечках. Наиболее перспективно использование полимер-
ных твердеющих материалов для закачивания под дни-
ща резервуаров, предназначенных для хранения кислот,
щелочей и других химических продуктов, потери которых
могут представлять серьезную опасность для окружаю-
щей среды.
Предложенный пресс-метод строительства резервуа-
ров не только позволяет уменьшить неравномерные осад-
ки в пределах днища, но и открывает широкие возмож-
ности для строительства резервуаров на площадках,
сложенных сильносжимаемыми грунтами. Период гид-
роиспытаний можно использовать как этап первичной
нагрузки и разгрузки основания. Поскольку в этот пе-
— 171 —

риод резервуар не подключен к постоянным технологи-
ческим трубопроводам, а для закачивания в него воды
используется временная сеть, абсолютная средняя осад-
ка не оказывает заметного влияния на напряженное со-
стояние резервуара и поэтому может быть достаточно
большой. В процессе первичной нагрузки происходит
уплотнение грунтов в основании резервуара, сопровож-
дающееся повышением как прочностных, так и дефор-
мационных их характеристик. В частности, модуль об-
щей деформации грунтов в результате первого цикла
нагрузки и разгрузки увеличивается в несколько раз,
при этом чем большей сжимаемостью обладает грунт
в природном состоянии, тем в большей степени увели-
чиваются его деформационные характеристики в резуль-
тате первичной нагрузки и разгрузки. Так как послед-
ствия неравномерных осадок в пределах днища резер-
вуара после первого цикла нагрузки и разгрузки могут
быть легко ликвидированы путем закачивания под дни-
ще твердеющего материала, они не могут оказать влия-
ния на дальнейшую эксплуатацию и поэтому должны
быть исключены из расчетов общей осадки резервуара.
Использование пресс-метода в сочетании с контроли-
руемыми гидроиспытаниями позволяет сооружать резер-
вуары на слабых грунтах без использования дорогостоя-
щих и трудоемких конструкций фундаментов, в том чис-
ле и свайных. Экспериментальная проверка способа,
проведенная в НИИОСПе им. Н. М. Герсеванова, пока-
зала, что в результате заполнения полости твердеющим
материалом прогиб днища при повторном цикле нагруз-
ки уменьшается более чем в 3,5 раза по сравнению
с прогибом при первичном нагружении, а средняя осад-
ка — более чем в 4 раза. Об эффективности применения
пресс-метода строительства резервуаров можно судить
на основании данных табл. 7.1, в которой приведены за-
Таблица 7.1
Показатели	Значения показателей	
	для свайного фундамента	при пресс- методе
Расход бетона, м3	0,11	0,02
Расход металла, кг	6,8	0,01
Трудозатраты, чел.-ди.	0,018	0,001
172 —

траты на строительство, отнесенные к 1 м3 вместимости
резервуара. Эти данные соответствуют конкретным ус-
ловиям строительства четырех резервуаров вместимо-
стью по 20 тыс. м3 каждый. Наличие в основаниях ре-
зервуаров слоя слабых грунтов толщиной около 10 м
определило необходимость применения свай длиной 14 м.
Применение пресс-метода строительства позволило отка-
заться от свайных фундаментов и снизить стоимость
строительства, отнесенная к 1 м3 вместимости, прибли-
зительно па 5,2 руб.
3.	Армирование оснований резервуаров
вертикальными элементами
Рассмотренные в предыдущих главах случаи из прак-
тики показывают, что при строительстве резервуаров
в сложных инженерно-геологических условиях прихо-
дится решать довольно сложные задачи по обеспечению
устойчивости оснований под действием нагрузок от ре-
зервуаров и снижению их неравномерных осадок. По-
пытки решить эти задачи путем использования фунда-
ментов традиционных конструкций, в том числе и свай-
ных, не привели к желаемым результатам. В последние
годы в мировой практике резервуаростроения намети-
лась тенденция к поиску новых технологий строительст-
ва, направленных на снижение стоимости работ по воз-
ведению фундаментов. Основные усилия инженеров
сосредоточены не на приспособлении традиционных ти-
пов фундаментов к условиям слабых грунтов, а на це-
ленаправленном улучшении прочностных и деформа-
ционных свойств слабых грунтов до начала строитель-
ства. Одним из таких путей является армирование
слабых грунтов в основаниях резервуаров.
Применение различных армирующих добавок для
повышения прочности сыпучих и вязких материалов име-
ет многовековую историю. Еще в Древнем Египте при
возведенйи земляных сооружений грунт смешивался
с овечьей шерстью и укладывался в насыпь, обеспечивая
надежную устойчивость ее откосов.
Наиболее древние сведения об использовании арми-
рованного грунта в основании крупного сооружения от-
носятся к середине VI в. до н. э. и связаны со строитель-
ством храма Артемиды в Эфесе. Строительство храма
осуществлялось в районе с повышенной сейсмической ак-
— 173 —

тивностью, и поэтому архитектор Херсифрон принял
очень смелое для того времени решение — построить
храм на болоте. Он был уверен, что слабый грунт боло-
та послужит хорошим амортизатором и предохранит
храм от сейсмических воздействий при землетрясениях.
Но одновременно возникла другая проблема, как избе-
жать больших осадок храма. Чтобы под действием соб-
ственного веса храм не погружался в слабый грунт, на
месте его строительства верхний слой грунта был заме-
нен подушкой, выполненной из древесного угля, переме-
шанного с овечьей шерстью [21]. Такая подушка в осно-
вании внушительного по своим размерам сооружения
полностью выполнила свои функции и обеспечила долго-
вечность храма. Следует также сказать и о выборе арми-
рующих материалов. Как известно, древесный уголь
и шерсть обладают высокой стойкостью по отношению
к агрессивному воздействию подземных вод.
В последнее десятилетие во многих странах вновь на-
чали широко использовать армирование грунта при
строительстве различных земляных сооружений, причем
толчком к этому послужило появление в 1964 г. француз-
ского патента на конструкцию подпорной стенки, состоя-
щей из облицовки и армирующих гибких полос из проч-
ного материала, уложенных в грунт за стенкой. Отечест-
венный и зарубежный опыт использования армирования
для повышения устойчивости подпорных стенок и земля-
ных откосов [42] показал его высокую эффективность
как с технической, так и с экономической точки зрения.
Кроме того, имеется опыт применения армирования грун-
товых насыпей автомобильных и железных дорог.
Применительно к строительству резервуаров на сла-
бых грунтах армирование оснований может быть выпол-
нено в двух вариантах. В первом варианте армирующие
элементы располагаются в вертикальном направлении
с таким расчетом, чтобы ограничить деформации грун-
тов в горизонтальном направлении и повысить устойчи-
вость основания в целом. Во втором варианте армирую-
щие элементы располагаются в горизонтальном направ-
лении в пределах песчаной подушки, на которой
возводится резервуар.
В технической литературе нам не удалось найти ин-
формацию об опыте строительства резервуаров на арми-
рованных основаниях, если не принимать во внимание
свайные фундаменты, в которых сваи можно рассматри-
- 174 —

вать как армирующие элементы. Вероятнее всего при-
менение вертикальных армирующих элементов оказыва-
ется малоэффективным, поскольку нижняя граница сжи-
маемой толщи в основании резервуара располагается на
глубине, сопоставимой с его диаметром. Использование
армирующих элементов такой длины оказывается эконо-
мически нецелесообразным, так как достигаемый при
таком армировании эффект оказывается незначитель-
ным по сравнению с затратами на устройство армирую-
щих элементов. Очевидно, использование вертикальных
армирующих элементов окажется оправданным в тех
случаях, когда слои слабых грунтов залегают в верхней
части основания и их толщина не превышает 8—10 м.
В этом случае в качестве армирующих элементов могут
быть использованы песчаные сваи диаметром 40—50 см,
полностью прорезающие слои слабых грунтов. (Положи-
тельный опыт использования таких свай в основании ре-
зервуаров приведен в гл. 4.)
Более перспективными в этом плане могут оказаться
разработанные в последние годы методы устройства вер-
тикальных армирующих элементов, изготовляемых
путем смешивания местного грунта с различными вяжу-
щими материалами. Одним из таких вяжущих материа-
лов, используемых для устройства своеобразных стол-
бов в глинистом грунте, является негашеная известь. При
смешивании порошкообразной извести с водонасыщен-
ным глинистым грунтом в результате гидратации извес-
ти происходит значительное обезвоживание грунта
в прилегающей зоне и одновременно повышается проч-
ность грунта, смешанного с известью.
Оборудование для изготовления известковых колонн
в водонасыщенных глинистых грунтах состоит из штан-
ги с установленным на ее нижнем конце режущим инст-
рументом (рис. 7.2). При вращательно-поступательном
движении штанги режущий инструмент разрушает сла-
бый грунт и одновременно его перемешивает. Трубчатое
сечение штанги обеспечивает возможность подачи по
ней порошкообразной негашеной извести, которая через
отверстия в режущем инструменте поступает в зону ре-
зания и смешивается с разрушенным глинистым грун-
том. Гидросистема установки сообщает вращение штан-
ге со скоростью 20—30 мин-1 при погружении и около
60—70 мин-1 при подъеме, обеспечивая тем самым до-
полнительное перемешивание грунта с известью. Порош-
— 175 —

Рис. 7.2. Оборудование для изго-
товления известковых колонн
1 — режущий элемент; 2 — отвер-
стие для подачи извести; 3—штан-
га
кообразная негашеная известь подается из бункера сжа-
тым воздухом, а расход извести контролируется автома-
тизированной системой.
По данным зарубежных специалистов [42], прочность
глинистого грунта, обработанного известью, уже через
5—6 ч после перемешивания превышает в 8—10 раз проч-
ноеть грунта в природном состоянии, а спустя 90—
100 ч — почти в 80 раз. Лабораторные исследования,
проведенные финскими специалистами, показали, что
прочность на сжатие обработанного известью ила и сла-
бого глинистого грунта достигает 0,3—0,4 МПа, а проч-
ность на сдвиг 0,08 — 0,12 МПа. Такой материал об-
ладает несравненно меньшей сжимаемостью по сравне-
нию со слабым грунтом в природном состоянии и поз-
воляет обеспечить нормальную эксплуатацию сооруже-
ний без опасения развития больших неравномерных
осадок.
Для повышения прочности колонн используют раз-
личные дополнительные стабилизирующие добавки, со-
став которых особо не афишируется зарубежными фир-
мами. Известны случаи использования гипса в качестве
стабилизирующей добавки. Шведские специалисты [49]
показали, что добавка к извести 50 % гипса приводит
к быстрому увеличению прочности слабого глинистого
грунта. Сопротивление сдвигу в недренированных усло-
виях образцов глинистого грунта, обработанных смесью
извести и гипса в равных количествах, через 20 дней
после перемешивания достигло 0,2 МПа, т. е. по сравне-
нию с природным состоянием грунта прочность его уве-
личилась более чем в 10 раз. За этот же период проч-
ность образцов грунта, обработанных только известью,
увеличилась не более чем в 2 раза. Таким образом, до-
бавка гипса не только приводит к ускорению процессов
— 176 —

стабилизации слабых глинистых грунтов, но и повыша-
ет прочность изготовленных колонн.
Использование вертикальных колонн для повышения
прочности оснований резервуаров и уменьшения их не-
равномерных осадок может оказаться весьма эффектив-
ным на площадках, сложенных небольшой толщей сла-
бых глинистых грунтов. Этот метод позволяет прак-
тически полностью исключить работы, связанные
с разработкой и перемещением грунта на площадке
строительства, а также резко снизить затраты ручного
труда, поскольку все работы по устройству вертикаль-
ных армирующих элементов механизированы.
Применение различных химических реагентов для по-
вышения прочностных характеристик слабых глинистых
грунтов ограничивается из-за их повышенной токсично-
сти и опасности загрязнения подземных вод. Пренебре-
жение этой опасностью может привести к трудно прогно-
зируемым последствиям. Поэтому в последние годы, все
более широкое распространение получают методы глу-
бинной стабилизации слабых грунтов цементными и це-
ментно-песчаными растворами, перемешивание которых
со слабыми грунтами осуществляется таким же обра-
зом, как и при изготовлении известковых колонн [53].
В отечественной практике цемент также широко исполь-
зуется в качестве связующего материала при изготовле-
нии так называемых ило-цементных свай [26], которые
можно рассматривать как вертикальные армирующие
элементы в слабых грунтах и которые с успехом могут
быть использованы для повышения прочности основа-
ний резервуаров и снижения их неравномерных осадок.
Устройство вертикальных армирующих элементов
в основаниях резервуаров весьма перспективно, так как
независимо от используемых реагентов процесс строи-
тельства оказывается непрерывным. Монтаж резервуара
может быть начат сразу же после окончания работ по
изготовлению вертикальных армирующих элементов, не
дожидаясь момента, когда они наберут необходимую
прочность. Поскольку время твердения различных ре-
агентов, в том числе и цемента, оказывается сопостави-
мым с временем, необходимым для монтажа резервуара,
грунто-цементные или грунто-известковые смеси успева-
ют набрать необходимую прочность к моменту начала
гидроиспытаний резервуаров, т. е. к моменту первого
приложения нагрузки на основание.
12—88
— 177 —

Точные методы расчета, учитывающие взаимодейст-
вие армирующих элементов с окружающим их слабым
грунтом, в настоящее время еще не разработаны, поэто-
му при расчетах используется приближенный метод, ос-
нованный на учете различной сжимаемости материала
армирующих элементов и окружающего слабого грунта.
В этих расчетах применяется эквивалентный модуль де-
формации, который определяется по формуле
£6 = (1 — a)Eg-]-aEc,
где а=4лЛс/(лР2) —относительная площадь армирующих элементов;
п —число армирующих элементов в пределах загруженной площа-
ди; Дс —площадь одного армирующего элемента, м’; Eg—модуль
деформации слабого грунта, кПа; Ес — модуль деформации матери-
ала армирующего элемента, кПа.
Напряжение, действующее на любой глубине, с уче-
том распределительной способности основания, армиро-
ванного элементами,находят по уравнению
<?л = <7вО?/(Д4-й)2,
где до — напряжение на поверхности армированного основания,
кПа; h — расстояние от поверхности армированного основания до
рассматриваемого слоя грунта, м.
Осадка армированного вертикальными элементами
основания вычисляется методом послойного суммирова-
ния по выражению
где qh — среднее напряжение в пределах рассматриваемого слоя,
кПа; hi — толщина слоя, м; Еп — приведенный модуль деформации
армированного основания, кПа.
В общем случае деформации основания, армирован-
ного вертикальными элементами, зависят от многих фак-
торов, основными из которых являются сжимаемость
и сопротивление сдвигу слабых грунтов в природном со-
стоянии, прочность материала армирующих элементов,
их размеры в плане, а также расстояния между арми-
рующими элементами. Учесть все эти факторы при тео-
ретическом анализе развития осадок резервуаров не
представляется возможным, поэтому на практике ис-
пользуются эмпирические методы расчета осадок, бази-
рующиеся на результатах опытных работ и наблюдений
за фактическим развитием осадок оснований, армиро-
ванных вертикальными элементами. На основе обработки
— 178 —

SqJS
Рис. 7.3. Осадки оснований
$а~ армированных: s — не-
армярованных; L — рассто-
яние между элементами
данных наблюдений за осадками различных соору-
жений, возведенных на таких основаниях, было показа-
но, что в зависимости от расстояний между армирующи-
ми элементами осадки слабых грунтов могут быть умень-
шены в 2—4 раза (рис. 7.3), причем с увеличением рас-
стояний между элементами их эффективность быстро
уменьшается (Д. А. Гринвуд, 1970).
Пример удачного использования армирования для
12*
— 179 —

уменьшения неравномерных осадок резервуара, возве-
денного на слабых грунтах, опубликован индийскими
специалистами [40]. В качестве армирующих элементов
использованы колонны из щебня (диаметр колонн
0,87 м), полностью прорезавшие слой слабого грунта
толщиной около 9,5 м. Устройство колонн осуществля-
лось с помощью трубчатого лидера, погружаемого
в грунт вибрационным методом. После достижения ли-
дером несущего слоя грунта в него подавался щебень
и лидер постепенно поднимался без прекращения рабо-
ты вибратора, формируя таким образом в слабом грун-
те колонну с одновременным уплотнением щебеночного
материала. Всего под резервуар диаметром 79 м и высо-
той 14,4 м было изготовлено 1414 вертикальных арми-
рующих элементов с расстоянием между их центрами
2 м. По периметру резервуара армирующие элементы
располагались по семи концентрическим окружностям,
причем расстояние между элементами внутренней
окружности принято равным 1,76 м, а в наружном ряду
колонны располагались на расстоянии 2,05 м между их
осями. Более частое расположение армирующих элемен-
тов под стенкой назначено с целью уменьшения нерав-
номерных осадок грунта по периметру резервуара. Пос-
ле завершения работ по устройству вертикальных арми-
рующих элементов была отсыпана песчаная подушка
толщиной около 1,2 м с уклоном от центра 1 : 100
(рис. 7.4).
Особый интерес представляют данные, полученные
в результате опытного нагружения одиночной щебеноч-
ной колонны и участка основания с тремя такими же
колоннами. Опытное нагружение проводилось на участ-
ке, расположенном в непосредственной близости от мес-
та строительства резервуара. Для этого были изготовле-
ны две группы щебеночных колонн, одна из которых со-
стояла из 7, а другая из 12 колонн.- Одна из внутренних
колонн в первой группе была испытана путем заполне-
ния водой емкости диаметром 1,92 м, а в другой группе
нагрузка передавалась по площади, в пределах которой
находилось сразу три колонны. Нагрузка во время опыт-
ных работ прикладывалась ступенями и поддерживалась
на постоянном уровне до тех пор, пока скорость осадки
не становилась меньше 2,5 мм/сут. Последняя ступень
нагрузки, равная проектной величине, выдерживалась
еще в течение 72 ч. Результаты опытного нагружения,
— 180 —

приведенные на рис. 7.5, показывают, что при нагрузке
75 кПа, соответствующей среднему давлению по пери-
метру резервуара, осадка одиночной колонны составила
2 мм, а осадка группы из трех колонн — 3 мм.
После монтажа резервуара проведены стандартные
гидроиспытания, при которых на основание, армирован-
ное вертикальными элементами, передано максимальное
давление 150 кПа. Данные развития осадки по перимет-
ру при различных ступенях нагрузки показали, что ис-
пользование вертикальных армирующих элементов поз-
волило уменьшить среднюю осадку по периметру почти
в 3 раза по сравнению с расчетной осадкой для неарми-
рованного основания, которая для данного случая была
равна 17,6 см. Интересно также отметить, что макси-
мальная осадка резервуара по периметру в 30 раз пре-
вышала осадку, определенную в процессе предваритель-
ных испытаний одиночной щебеночной колонны. Следо-
вательно, при проектировании оснований резервуаров
с вертикальными армирующими элементами необходимо
учитывать снижение эффективности армирующих эле-
ментов, в том числе когда они используются в составе
всего основания и когда площадь передачи нагрузки на
основание велика.
Простота производства и полная механизация работ
по изготовлению элементов позволяет надеяться, что та-
кие способы подготовки оснований резервуаров найдут
широкое применение в отечественной практике строи-
тельства.
4.	Армирование оснований резервуаров
горизонтальными элементами
Армирование грунтов горизонтально уложенными
элементами широко используется в зарубежной практи-
ке для повышения устойчивости откосов земляных соору-
жений и при возведении земляного полотна автомобиль-
ных и железных дорог. В отечественной практике такой
принцип армирования используется только при строи-
тельстве дорог на заболоченных территориях, да и то
в сравнительно небольшом объеме. Что касается опыта
применения горизонтальных элементов для армирования
оснований фундаментов промышленных или гражданских
сооружений, то в технической литературе описаны лишь
единичные случаи. В основном все исследования эффек-
— 181 —

5)
'Л
Рис. 7.6. Размещение горизонталь-
ных армирующих элементов
о-в один ряд; б — в два ряда; в—
с защемлением концов; / — резер-
вуар; 2 — песчаная подушка; 3 —
армирующие элементы; 4 — слабый
грунт
тивности такого армирования ограничиваются лишь ла-
бораторными опытами на моделях жестких фундамен-
тов. Полученные результаты позволяют лишь качествен-
но оценить роль армирующих элементов в снижении
осадок и повышении устойчивости оснований. В то же
время такие данные позволяют наметить пути эффек-
тивного использования армирования грунта в основани-
ях резервуаров.
Одной из важных особенностей строительства резер-
вуаров на слабых грунтах является необходимость
устройства песчаной подушки на поверхности грунта,
что позволяет без существенных дополнительных затрат
осуществить армирование этой подушки горизонтальны-
ми элементами для повышения устойчивости основания
резервуара в целом и уменьшения неравномерных оса-
док как в пределах площади днища резервуара, так
и вдоль его периметра. Основные способы укладки го-
ризонтальных армирующих элементов приведены на
рис. 7.6. В качестве армирующих элементов обычно ис-
пользуют полосы или стержни из синтетических мате-
риалов, уложенные в один-два слоя или более. Мате-
риалы должны обладать достаточно высокой прочностью
на растяжение, быть стойкими к агрессивным воздейст-
виям подземных вод и обеспечивать хорошее сцепление
между материалом подушки и армирующими элемента-
ми. Именно этим вопросам и посвящены проводимые
в настоящее время исследования на моделях в лабора-
торных условиях. При этом изучается либо повышение
— 182 —

несущей способности оснований при их армировании, ли-
бо уменьшение осадок.
Французские специалисты опубликовали данные о не-
сущей способности армированных оснований [41].
В процессе лабораторных опытов ими было выполнено
моделирование трех различных армированных оснований
для условий плоской деформации: однородного песчано-
го основания; армированной песчаной подушки на слое
слабого грунта и песчаного основания с ограниченными
линзами и включениями слабых грунтов. При проведе-
нии опытов изучались два основных фактора: влияние
числа армирующих слоев на несущую способность осно-
вания и влияние расстояния от подошвы фундамента до
верхнего слоя армирующих элементов. Эффективность
армирования оценивалась коэффициентом относитель-
ной несущей способности ku=qlqe (где q и q^ — нагруз-
ки на армированное и неармированное основания при
равных вертикальных перемещениях модели фундамен-
та). Опыты позволили установить, что несущая способ-
ность оснований может быть значительно повышена пу-
тем устройства горизонтальных слоев из армирующих
элементов. Оптимальное расстояние, на котором должен
быть уложен верхний слой армирующего материала, со-
ставляет 1/3 ширины фундамента. Опыты также показа-
ли, что несущая способность увеличивается с увеличени-
ем числа слоев армирующего материала. При этом
обнаружено, что потеря устойчивости основания происхо-
дит по трем основным схемам: при большом проценте
армирования (более четырех слоев) происходит разрыв
армирующих элементов верхних слоев; вторая схема по-
тери устойчивости связана со скольжением армирующих
элементов относительно грунта основания, в результате
чего происходит вдавливание фундамента в основание;
в третьем случае происходит выпор грунта из зоны, рас-
положенной между фундаментом и верхним слоем арми-
рования (такое явление наблюдалось в тех случаях, ког-
да верхний слой армирования располагался на расстоя-
нии 2/3 ширины фундамента от его подошвы).
Другие исследователи изучали эффективность гори-
зонтального армирования с помощью модели квадрат-
ного в плане фундамента, а полоски армирующего ма-
териала укладывали в двух взаимно перпендикулярных
направлениях, образующих сетчатую армирующую кон-
струкцию [36]. Исследования проведены с целью изуче-
— 183 -

ния влияния на несущую способность армированного ос-
нования расстояний между ними. Максимальная несу-
щая способность получена в опытах, когда расстояние
от подошвы модели фундамента до верхнего слоя арми-
рования было равно половине ширины фундамента. Кро-
ме того, было установлено, что интенсивное увеличение
несущей способности основания происходит при трех
слоях армирования. Дальнейшее увеличение числа ар-
мирующих слоев мало сказывается на несущей способ-
ности основания в целом.
Интересные исследования по изучению армирован-
ных оснований проведены в университете штата Сан-
Диего [45]. В лабораторных условиях изучалось влия-
ние на несущую способность армированного основания
плотности укладки песка, длины армирующих элементов
и их ориентации по отношению к модели фундамента.
В качестве армирующих элементов использовались по-
лоски металлической фольги шириной 2,54 см для моде-
ли прямоугольного фундамента и шириной 1,77 см для
модели квадратного фундамента. Толщина полосок
в обоих случаях равнялась 0,025 мм. В качестве парамет-
ра, характеризующего эффективность армирования, был
использован коэффициент ku—qlq0. Значения q и q0 оп-
ределялись при одинаковых осадках для армированного
и неармированного оснований соответственно. Осадки во
всех опытах были одинаковыми и равнялись 0,04В
и 0,1В (где В — ширина модели фундамента). Получен-
ные данные о влиянии плотности показали (рис. 7.7),
что при небольших осадках ku повышается с увеличени-
ем плотности. При осадках 0,04В коэффициент ka изме-
няется от 1,2 до Г,5 при увеличении плотности от 1,49
до 1,59 т/м3, причем такое увеличение отмечено как для
прямоугольных, так и для квадратных моделей фунда-
ментов. С увеличением осадки ku также увеличивается,
однако этот коэффициент становится независимым от
плотности грунта и изменяется в диапазоне 1,65±0,05,
т. е. находится в пределах точности проводившихся из-
мерений.
На первый взгляд такой результат может показаться
нелогичным. Однако сопоставление результатов опытов
при осадках 0,04В и 0,1В позволяет предположить сле-
дующий механизм влияния армирующих элементов. При
малых осадках происходит незначительное удлинение
армирующих элементов, при котором максимальное тре-
— 184 —

Рис. 7.7. Влияние плотности песка
на эффективность армирования
/ — при осадке 0,1В; 2 —при осад-
ке 0,04В
Рис. 7.S. Влияние длины армирую-
щих элементов
/ — при осадке 0,1В; 2 — при осад«
ке 0,04В
ние между грунтом и армирующими элементами еще не
реализуется. Увеличение плотности грунта повышает
трение между армирующими элементами и грунтом, что,
в свою очередь, вызывает повышение ku. При больших
осадках происходит проскальзывание армирующих эле-
ментов относительно грунта и трение между ними пол-
ностью реализуется, достигая своих максимальных зна-
чений при любой плотности грунта. Поэтому ku остает-
ся неизменным при любых значениях плотности.
В этой связи представляют интерес результаты, полу-
ченные при армировании песка полосками разной длины
при одинаковой плотности основания. Серия опытов с ар-
мирующими элементами, длина которых изменялась от
ЗВ до 8В, была проведена на песчаном основании с оди-
наковой плотностью, равной 1,54 т/м3 (рис. 7.8). Увели-
чение длины армирующих элементов привело к тому,
что для достижения одной и той же осадки на модель
фундамента нужно было передать большую нагрузку.
Такое повышение нагрузки отмечалось вплоть до длины
армирующих элементов, в 6 раз превышающей ширину
модели фундаментов. Полученные результаты имеют
важное значение с экономической точки зрения, посколь-
ку позволяют выбрать оптимальную длину армирующих
элементов и предотвратить излишнее расходование ма-
териала.
Приведенные данные свидетельствуют о том, что ар-
мирование грунтов с помощью горизонтальных элемен-
— 185 —

тов позволяет передать на основание в 1,5 раза большие
нагрузки при равных значениях осадки. Однако при боль-
ших осадках может произойти разрыв армирующих эле-
ментов за счет высоких растягивающих напряжений.
Осадки в этом случае будут иметь катастрофический ха-
рактер и могут привести к аварии.
Рассмотренные результаты были получены при мо-
дельных испытаниях жестких фундаментов па армиро-
ванных основаниях и поэтому не могут быть прямо ис-
пользованы для проектирования сооружений натурных
размеров. Кроме того, поскольку резервуар представля-
ет собой весьма гибкую конструкцию, данные проведен-
ных исследований можно рассматривать лишь как каче-
ственную основу при проектировании армированных ос-
нований резервуаров. К сожалению, опытные данные об
использовании армированных оснований под гибкими
фундаментами практически отсутствуют.
В этой связи представляют интерес исследования,
проведенные в Калифорнийском университете на моде-
лях резервуаров с гибким днищем с использованием
центробежного моделирования [54]. В качестве слабого
грунта использовалась глинистая паста влажностью
около 90 %, консолидированная под давлением 27,6 кПа
в условиях двухстороннего дренажа. В глинистый грунт
установили два датчика для измерения давлений в поро-
вой воде, а на поверхность грунта был отсыпан слой пес-
ка толщиной 2,5 см. В качестве модели резервуара ис-
пользовалась алюминиевая трубка диаметром 16,2 см,
дно которой было затянуто резиновой пленкой, обеспе-
чивавшей герметичность модели и моделировавшей гиб-
кое днище резервуара. Опыты проведены как без арми-
рования, так и с горизонтальными армирующими эле-
ментами, уложенными в два ряда в пределах слоя песка.
Испытания выполнялись при частоте вращения цен-
тробежной машины 255 мин-1, создававшей ускорение 70g.
Всего проведено пять серий испытаний с различным рас-
положением армирующих элементов. Наибольший инте-
рес представляют результаты, полученные при исполь-
зовании горизонтальных армирующих элементов в пре-
делах песчаного слоя под днищем резервуара (табл. 7.2).
В одном случае длина армирующих элементов лишь не-
значительно превышала диаметр модели резервуара
;(опыт 4), а в другом случае длина армирующих элемен-
тов в 1,5 раза превышала диаметр модели (опыт 5). Для
— 186 —

Таблица 7.2
Номер опыта	Осадка в центре	| Осадка по периметру |	|	Прогиб
		см	
1	3,3	0,89	2,41
4	1,37	0,61	0,76
5	1,17	0,53	0,64
сравнения в таблице представлены также данные опыта,
когда модель резервуара устанавливалась на основание
без использования армирующих элементов (опыт 1).
Значительное снижение как абсолютных осадок, так
и их неравномерности показывает, что использование го-
ризонтальных армирующих элементов может оказаться
весьма эффективным при строительстве резервуаров на
сильносжимаемых грунтах. Качественные результаты,
полученные при лабораторных исследованиях и в усло-
виях центробежного моделирования, показывают, что
современные методы армирования оснований с помощью
горизонтальных элементов позволяют существенно сни-
зить неравномерные осадки резервуаров и обеспечивают
хорошую основу для экономичного строительства в слож-
ных инженерно-геологических условиях. Однако для
практического использования такого метода строитель-
ства необходимо дополнительно провести крупномасш-
табные или натурные исследования с целью определе-
ния основных параметров, необходимых для проектиро-
вания. В частности, должны быть изучены такие пара-
метры, как жесткость армирующих элементов, число
армирующих слоев в пределах основания, размеры ар-
мирующих слоев в плане и многие другие факторы.
Появление все новых и новых синтетических мате-
риалов, обладающих высокими механическими свойст-
вами и повышенной стойкостью к воздействиям агрес-
сивных сред, позволяет надеяться, что в ближайшие годы
армированные основания резервуаров займут достой-
ное место в практике строительства. Для этого следует
объединить усилия научных, проектных и производст-
венных организаций и в натурных условиях проверить
эффективность армированных оснований.

Глава 8. СТРОИТЕЛЬСТВО РЕЗЕРВУАРОВ
НА МЕРЗЛЫХ ГРУНТАХ
1. Особенности физико-механических свойств
мерзлых грунтов
Образование и существование мерзлых грунтов, в том
числе и многолетнемерзлых, определяется геологически-
ми и климатическими условиями районов, расположен-
ных главным образом в северной и северо-восточной
частях территории СССР. На основе данных многолет-
них исследований показано, что около 47 % территории
СССР покрыто мерзлыми грунтами. Возраст таких грун-
тов исчисляется десятками тысяч лет, а время их воз-
никновения относится к ледниковому и послеледниково-
му периодам.
В соответствии с установленной нормативными доку-
ментами классификацией к мерзлым относятся все виды
грунтов, имеющих отрицательную температуру и содер-
жащих в своем составе частицы льда. Если такие грун-
ты находятся в мерзлом состоянии в течение 3 лет и бо-
лее, их принято называть многолетнемерзлыми. Схема-
тично грунтовая толща мерзлого грунта может быть
разделена на три основные зоны (рис. 8.1). В верхней
части располагается зона, в которой происходят чере-
дующиеся циклы оттаивания летом и промерзания зи-
мой. Обычно эта зона определяется специальными на-
блюдениями в течение 10 лет на площадках, с поверхно-
сти которых удален растительный слой, а в весенний
период счищен снег. В процессе наблюдений устанавли-
вается наибольшая глубина, где слой оттаивающего
и промерзающего грунта сливается с толщей h. многолет-
немерзлого грунта. Толщина зоны сезонного оттаивания
во многом зависит от географической широты и по дан-
ным многолетних наблюдений изменяется следующим
образом: для песчаных грунтов — 2,5—4,5 м; для пыле-
вато-глинистых и заторфованных — 1—2,5 м.
Под верхним слоем, подвергающимся сезонному от-
таиванию и промерзанию, располагается зона многолет-
немерзлого грунта, толщина которой может достигать
сотен метров. Ниже зоны многолетнемерзлого грунта за-
легают талые грунты, температура которых всегда име-
ет положительные значения.
Основными характеристиками, служащими для рпре-
— 188 —

Рис. 8.1. Зоны мерзлого грунта
1 — оттаивания; 2 — многолетней
мерзлоты; 3 — талого грунта; 4 —
кривая летних температур; 5—кри-
вая зимних температур
Рис. 8.2. Пределы прочности на
сжатие мерзлых грунтов
/ — песка; 2 —супеси; 3 — гливЫ С
органическими включениями
деления физического состояния песчаных и пылевато-
глинистых мерзлых грунтов, являются: суммарная льди-
стость; засоленность; относительное содержание расти-
тельных остатков (степень заторфованности); степень
заполнения пор мерзлого грунта льдом и незамерзшей
водой; суммарная влажность; температура начала за-
мерзания; коэффициент теплопроводности; объемная
теплоемкость; криогенность текстуры.
Методы определения физических характеристик грун-
тов и принципы их использования при проектировании
оснований и фундаментов на мерзлых грунтах строго ли-
митированы действующими нормативными документами,
и нет необходимости подробно останавливаться на них.
Следует лишь отметить, что от физического состояния
грунтов во многом зависят и их механические свойства,
определяющие поведение мерзлых грунтов при действии
на них внешних нагрузок.
Механические свойства мерзлых грунтов имеют ряд
специфических особенностей. Несмотря на то что этим
особенностям посвящены обширные исследования,, обоб-
щенные в нескольких монографиях [22, 27], здесь умесг-
— 189 —

но напомнить наиболее характерные свойства мерзлых
грунтов, поскольку они являются определяющими при
выборе метода строительства резервуаров.
При расчетах оснований резервуаров наибольшее
значение имеют два основных параметра — сопротивле-
ние мерзлых грунтов нормальным и сдвигающим усили-
ям. Возрастание этих усилий может происходить либо
быстро, например при быстром заполнении резервуара
продуктом, либо в течение длительного периода време-
ни. В зависимости от этого следует различать мгновен-
ное сопротивление мерзлых грунтов действующим уси-
лиям и длительное сопротивление.
Результаты опытов по определению сопротивления
грунтов сжатию показывают, что с понижением темпе-
ратуры мерзлого грунта его предел прочности на сжатие
значительно возрастает (рис. 8.2), причем для песчаных
грунтов абсолютные значения предельного сопротивле-
ния сжатию оказываются намного выше, чем для глинис-
тых грунтов при одних и тех же значениях отрицатель-
ных температур. Это различие объясняется тем, что при
одинаковых температурах в глинистых грунтах содер-
жится значительно большее количество незамерзшей во-
ды по сравнению с песчаными грунтами. Основными при-
чинами, приводящими к увеличению прочности мерзлых
трунтов с понижением их температуры, являются замер-
зание новых порций воды и цементация минеральных
частиц льдом, особенно в области отрицательных темпе-
ратур от —2 до —7 °C, а также увеличение прочности
льда при более низких температурах.
Высокая прочность мерзлого грунта обнаруживается
при быстром приложении нагрузки к образцам. Вместе
с тем установлено, что при длительном действии нагруз-
ки разрушение мерзлого грунта происходит при значи-
тельно меньших напряжениях. Таким образом, предел
прочности на сжатие для мерзлых грунтов оказывается
зависящим от продолжительности действия нагрузки,
при этом чем меньше нагрузка, тем больше времени тре-
буется для разрушения образца мерзлого грунта. При
некотором значении внешней нагрузки образец мерзлого
грунта вообще не может быть разрушен независимо от
времени ее действия. Определяемое для этого случая
сопротивление получило в технической литературе на-
звание длительного сопротивления. Такие изменения
сопротивления мерзлых грунтов нормальным напряже-
- 190 -

ниям объясняются релаксацией действующих в образце
грунта напряжений. Результаты опытов по изучению
релаксации напряжений в мерзлых грунтах показали
(С. С. Вялов, 1955), что длительная прочность при дей-
ствии нормальных напряжений во много раз меньше
прочности при мгновенном приложении нагрузки. Одна-
ко даже при длительном действии нарузки сопротивле-
ние мерзлых грунтов одноосному сжатию оказывается
во много раз выше, чем сопротивление грунтов в талом
состоянии. Эти различия необходимо принимать во вни-
мание при проектировании оснований резервуаров на
мерзлых грунтах.
Одним из наиболее важных параметров, характери-
зующих устойчивость мерзлых грунтов при увеличении
нагрузок, является сопротивление этих грунтов сдвигу.
Как и для всех других грунтов, сопротивление мерзлых
грунтов сдвигу характеризуется линейной зависимостью
от нормальных напряжений и определяется известной
формулой
= a tg <ре + е0 .
В отличие от талых грунтов параметры этой зависи-
мости сд и <р0 нельзя считать постоянными для данного
вида грунта, поскольку они в большей степени зависят
от времени действия нагрузки и температурного режима
мерзлых грунтов. Результаты лабораторных исследова-
ний сопротивления сдвигу мерзлых грунтов показывают
(рис. 8.3), что с понижением температуры сопротивление
сдвигу резко возрастает. Так, при понижении температу-
ры от +20 °C до —1 °C удельное сцепление возрастает
в 6,5 раза, а угол внутреннего трения увеличивается
в 3,5 раза. Понижение температуры образца еще на 1°
приводит к дальнейшему увеличению сопротивления
сдвигу. Удельное сцепление при этом возрастает в 1,4
раза, а угол внутреннего трения — почти в 1,6 раза. Эти
данные показывают, что основания, сложенные мерзлы-
ми грунтами, имеют достаточно высокую несущую спо-
собность и позволяют без всякой опасности возводить на
них резервуары. Однако при этом должны быть приняты
надлежащие меры по обеспечению сохранения грунтов
под резервуарами в мерзлом состоянии. В противном
случае при оттаивании сопротивление оттаявших грун-
тов сдвигу резко уменьшается и может произойти либо
общая потеря устойчивости основания, либо потеря
— 191 —

Рис. 8.3. Сопротивление сдвигу пы-
левато-глинистого грунта
1 — при температуре 20 °C; 2 — то
же, —1 °C; 3 —- то же, >—2 *С
устойчивости локального участка. В обоих случаях нор-
мальная эксплуатация резервуаров будет нарушена.
Сопротивление мерзлых грунтов сдвигу зависит не
только от их температуры, но и от времени действия на-
грузки на мерзлые грунты. В настоящее время измене-
ние сопротивления сдвигу мерзлых грунтов принято
объяснять релаксацией во времени действующих в об-
разце грунта напряжений. Закономерности изменения
прочности мерзлых грунтов изучались многими автора-
ми. Современные представления о природе происходя-
щих при этом явлений в наиболее полном виде представ-
лены в монографии С. С. Вялова (1955), детально рас-
смотревшего все многообразие факторов, приводящих
к изменению прочности мерзлых грунтов во времени. Не
останавливаясь на всех этих причинах, отметим лишь
наиболее общие результаты, необходимые для решения
практических вопросов строительства резервуаров на
мерзлых грунтах.
Результаты лабораторных исследований и наблюде-
ния за реальными объектами показывают, что сопротив-
ление сдвигу мерзлых грунтов существенно уменьшается
во времени, как и сопротивление одноосному сжатию.
О количественных изменениях сопротивления сдвигу во
времени можно судить по результатам лабораторных
испытаний пылевато-глинистых грунтов (рис. 8.4). Ис-
следования проведены на образцах грунта, температура
которых поддерживалась постоянной (—1 °C) на протя-
жении всего опыта. Как видно из рис. 8.4, в момент при-
ложения нагрузки удельное сцепление мерзлого грунта
имеет максимальное значение и довольно быстро умень-
— 192 —

Рис. 8.4. Изменение сопро-
тивления сдвигу мерзлого
грунта во времени
1	— мгновенные	значения;
2	— длительные	значения;
8 — удельное сцепление
шается во времени, достигая своего минимального значе-
ния, которое принято называть длительным сцеплением
в отличие от мгновенного сцепления, характеризую-
щего сопротивление сдвигу в момент приложения на-
грузки. В рассмотренном примере удельное сцепление
снизилось в 5,7 раза при одновременном уменьшении уг-
ла внутреннего трения более чем в 3,5 раза. Приведен-
ные данные показывают, что релаксация напряжений
в мерзлых грунтах имеет существенное значение и для
практических расчетов оснований необходимо использо-
вать длительное сцепление. Именно такой подход и рег-
ламентирован действующими в настоящее время норма-
тивными документами.
В соответствии с нормами предельное давление на
основание из мерзлого грунта определяется по формуле
Ptt = 5,7c0(8.1)
где Cq —расчетное значение предельно длительного сцепления мер-
злого грунта, кПа; у — удельный вес грунта, расположенного выше
плоскости приложения нагрузки, кПа; h — толщина слоя грунта,
расположенного выше плоскости приложения нагрузки, м.
Расчетное значение предельно длительного сцепления
определяется как отношение нормативного значения с0
к коэффициенту надежности по грунту yg. При этом зна-
чения yg принимают: при расчетах оснований по первой
группе предельных состояний yg = l,5, а при расчетах по
второй группе предельных состояний yg=l,0. Значения
с0 определяют по результатам лабораторных испытаний
мерзлых грунтов путем вдавливания шарикового
штампа.
Приведенные выше данные показывают достаточно
высокую прочность вечномерзлых грунтов даже при дли-
тельном действии нагрузок. Поскольку среднее давление
на грунт под днищем резервуаров, как правило, не пре-
вышает 200 кПа, опасность потери устойчивости основа-
ний на мерзлых грунтах практически исключается. Од-
нако это обстоятельство не должно успокаивать инжене-
13-88
— 193 -

ров, так как прочность мерзлых грунтов при их
оттаивании уменьшается во много раз, а устойчивость
оснований в этом случае не всегда будет обеспечена.
Кроме того, при оттаивании мерзлых грунтов резко уве-
личивается и их сжимаемость под нагрузкой. При воз-
ведении резервуаров на мерзлых грунтах самым опас-
ным моментом для их эксплуатационной надежности бу-
дет оттаивание грунтов в основании. Большинство
неудач при возведении резервуаров на мерзлых грунтах
связано именно с тем, что свойства этих грунтов резко
изменяются при оттаивании. Если это обстоятельство не
будет учтено заранее и не будут предусмотрены соответ-
ствующие мероприятия по обеспечению эксплуатацион-
ной надежности, аварии резервуаров или их недопусти-
мые деформации неизбежны.
2.	Основные принципы строительства резервуаров
на мерзлых грунтах
Оттаивание мерзлых грунтов связано в первую оче-
редь с резким изменением цементационного действия
льда, который под действием положительных температур
превращается в жидкость, легко выдавливающуюся из
пор. даже под действием давлений от собственного веса
грунта. При приближении температуры грунта к темпе-
ратуре таяния льда грунт все еще будет обладать доста-
точной прочностью, поскольку цементирующее действие
льда к этому моменту полностью не исчерпывается
и многие поры остаются заполненными льдом, объеди-
няющим отдельные минеральные частицы в достаточно
плотные агрегаты.
Изменение строения мерзлых грунтов при полном от-
таивании сопровождается их уплотнением за счет отжа-
тия талой воды. В результате этого возникают большие
неравномерные осадки сооружений, которые во много
раз могут превосходить допускаемые значения. Такие
осадки имеют, как правило, провальный характер и пред-
ставляют серьезную опасность особенно для резер-
вуаров.
Практикой строительства на мерзлых грунтах выра-
ботаны два основных принципа использования этих грун-
тов в качестве оснований зданий и сооружений:
принцип I предусматривает сохранение грунтов
в мерзлом состоянии как в процессе самого строительст-
— 194 —

ва, так и на протяжении всего заданного периода экс-
плуатации сооружения;
принцип II предусматривает использование мерзлых
грунтов в оттаявшем состоянии, причем такое оттаива-
ние возможно как в период эксплуатации сооружения,
так и до начала строительства. В последнем случае осу-
ществляют искусственное оттаивание мерзлых грунтов
па расчетную глубину.
Выбор того или иного принципа использования мерз-
лых грунтов в основаниях сооружений, а также выбор
средств, с помощью которых достигается предусмотрен-
ное состояние грунтов, определяется, главным образом,
условиями площадки строительства с учетом стоимости,
материалоемкости, энергоемкости и продолжительности
строительства. Например, при использовании пластично-
мерзлых грунтов в качестве оснований по принципу I не-
избежно потребуются дополнительные затраты на пред-
варительное понижение их температуры, что кроме по-
вышения стоимости и энергоемкости приведет также
к увеличению сроков строительства. Поэтому при выбо-
ре принципа использования мерзлых грунтов особое зна-
чение приобретают технико-экономические расчеты, свя-
занные с определением не только стоимости строитель-
ства, но и затрат на обеспечение надежности выбранного
принципа на протяжении всего периода эксплуатации со-
оружения. При. этом необходимо учитывать также то об-
стоятельство, что на всей выбранной строительной пло-
щадке должен быть предусмотрен один и тот же принцип
использования мерзлых грунтов.
Основным принципом использования мерзлых грун-
тов в качестве оснований резервуаров следует считать
принцип I, так как предварительное оттаивание грунтов
на глубину сжимаемой толщи оказывается малоэффек-
тивным как с экономической, так и с технической точки
зрения. До настоящего времени в практике строительст-
ва использовались в основном две конструкции фунда-
ментов, обеспечивающих сохранение мерзлых грунтов
в природном состоянии: свайные фундаменты и фунда-
менты в виде железобетонной плиты с вентиляционными
каналами. В последние годы авторами предложен и про-
ходит экспериментальную проверку еще один способ
возведения резервуаров на мерзлых грунтах, связанный
с использованием изолирующих песчаных подушек,
обеспечивающих сохранение мерзлого состояния грун-
13*
— 195 —

тов в основаниях резервуаров на протяжении всего пе-
риода эксплуатации.
При строительстве резервуаров на мерзлых грунтах
по принципу I наиболее распространенным типом фун-
даментов является свайный. Этому способствует несколь-
ко обстоятельств. Во-первых, практикой строительства
накоплен большой опыт применения свайных фундамен-
тов в районах распространения мерзлых грунтов. К на-
стоящему времени построено и успешно эксплуатируется
огромное число промышленных и гражданских сооруже-
ний, в том числе и сооружений, эксплуатация которых
связана с выделением большого количества теплоты. Во-
вторых, использование свайных фундаментов позволяет
практически полностью механизировать работы по их
возведению, что в немалой степени способствует широ-
кому распространению свай в районах с ограниченными
трудовыми ресурсами. И, наконец, в-третьих, в строи-
тельных нормах указано, что основным типом фундамен-
тов при использовании мерзлых грунтов как оснований
по принципу I должны предусматриваться свайные фун-
даменты. Такое требование норм, хотя и отражает совре-
менное состояние дел в строительстве, не может способ-
ствовать творческому развитию фундаментостроения и во
многом ограничивает инициативу создания новых конст-
рукций фундаментов.
Принципы проектирования свайных фундаментов
в мерзлых грунтах практически те же, что и в талых
грунтах. Основные отличия состоят лишь в том, что
в мерзлых грунтах свайные фундаменты всегда возво-
дятся с высоким ростверком, что обеспечивает вентиля-
цию пространства между ростверком и грунтом и изоля-
цию мерзлого грунта от воздействия положительных
температур со стороны хранимого в резервуарах про-
дукта. Второе отличие состоит в способах погруже-
ния свай.
Все виды свай должны прорезать слой сезонного от-
таивания и заглубляться в мерзлый грунт на такую глу-
бину, при которой будет обеспечена требуемая несущая
способность свай. В соответствии с действующими нор-
мативными документами несущая способность основания
вертикально нагруженной сваи может быть определена
либо расчетом с использованием табулированных значе-
ний расчетных сопротивлений мерзлого грунта под ниж-
ним концом сваи и по ее боковой поверхности, либо по
— 196 —

результатам испытаний свай вдавливающей статической
нагрузкой.
Расстояния между отдельными сваями в фундаменте
и расстояние между поверхностью грунта и низом рост-
верка назначают исходя из обеспечения требуемого тем-
пературного режима, обеспечивающего предусмотрен-
ную проектом температуру мерзлого грунта. Среднегодо-
вую температуру в вентилируемом пространстве между
ростверком и грунтом вычисляют в соответствии с тре-
бованиями нормативных документов. Высота проветри-
ваемой зоны зависит не только от размеров фундамента
в плане, но и в не меньшей степени от других факторов,
таких как среднегодовая скорость ветрового потока
в районе строительства, теплопроводность материала
ростверка, плотность застройки резервуарного парка,
толщина снежного покрова и т. п.
Как видно, применение свайных фундаментов позво-
ляет довольно просто решить вопрос о сохранении мерз-
лого состояния грунтов в процессе эксплуатации резер-
вуаров. Однако эта простота достигается слишком боль-
шой ценой — повышенным расходом бетона и металла,
значительными затратами трудовых ресурсов и высокой
общей стоимостью фундаментов. Поэтому до настоящего
времени продолжается поиск экономически и технически
выгодных конструкций фундаментов резервуаров, возво-
димых на мерзлых грунтах.
3.	Искусственное охлаждение мерзлых грунтов
в основаниях резервуаров
Одним из путей повышения эффективности строитель-
ства резервуаров на мерзлых грунтах является использо-
вание охлаждающих установок для сохранения мерзло-
го состояния грунтов в основаниях. Технологические осо-
бенности строительства резервуаров позволяют решить
эти задачи без существенных затрат на устройство
охлаждающих систем. Практикой строительства на мерз-
лых грунтах выработано несколько приемов, позволяю-
щих искусственным путем поддерживать требуемую от-
рицательную температуру грунта и даже понизить ее
в тех случаях, когда это необходимо. Применительно
к строительству резервуаров наиболее эффективным спо-
собом является применение саморегулирующих охлаж-
дающих устройств, с помощью которых за счет цирку-
— 197 —

Рис. 8.5. Прокладка охлаждающих
труб в песчаной подушке
1 — резервуар; 2 — подушка; 3 —
охлаждающие трубы; 4 — грунт
ляции газа или жидкости осуществляется искусственное
охлаждение грунта и создаются температурные заслоны,
предохраняющие мерзлый грунт от воздействия положи-
тельных температур хранимого в резервуарах продукта.
Трубы охлаждающих установок укладывают, как
правило, в пределах грунтовых подушек, устраиваемых
непосредственно под резервуарами (рис. 8.5). Расстоя-
ние от днища резервуара до охлаждающих труб состав-
ляет обычно 2/3 высоты подушки. Трубы располагаются
в направлении север—юг, и охлаждающие установки
следует располагать в теневой стороне резервуара для
обеспечения более благоприятных условий охлаждения
жидкости, используемой в качестве носителя холода.
Обычно для этого используется керосин. Большую часть
года конвективная циркуляция керосина в охлаждаю-
щей системе происходит за счет его охлаждения наруж-
ным воздухом. Однако для повышения эффективности
охлаждения, особенно в период с положительными тем-
пературами воздуха, такая система охлаждения позво-
ляет использовать и принудительную циркуляцию за
счет использования электрических холодильных уста-
новок.
Предложенная система предохранения мерзлых грун-
тов от оттаивания под воздействием положительных тем-
— 198 —

ператур хранимого в резервуаре продукта оказывается
весьма эффективной, поскольку позволяет полностью ав-
томатизировать процесс поддержания необходимой тем-
пературы мерзлого грунта. В основаниях резервуаров
устанавливают температурные датчики, по сигналам ко-
торых происходит автоматическое включение охлаждаю-
щих установок при изменениях температуры мерзлого
грунта. Такая автоматизация позволяет свести к мини-
муму расход энергии, затрачиваемой на охлаждение,
и обеспечивает надежное сохранение мерзлого состоя-
ния грунта на протяжении всего периода эксплуатации
резервуаров.
Кроме своей основной функции охлаждающие трубы
в основании резервуаров служат в качестве элементов,
армирующих грунтовую подушку. Для повышения арми-
рующего эффекта труб системы охлаждения целесооб-
разно предусматривать укладку по ним дополнительных
армирующих элементов, расположенных в перпендику-
лярных направлениях и образующих сетчатую армирую-
щую конструкцию. Для обеспечения совместной работы
охлаждающих труб с дополнительными армирующими
элементами в местах пересечения следует предусматри-
вать их надежное соединение друг с другом с помощью
винтовых хомутов или других устройств.
Несмотря на кажущуюся простоту, такая конструк-
ция основания оказывается весьма надежной с точки
зрения обеспечения эксплуатационной надежности осно-
ваний резервуаров. Она имеет и достаточно высокую эко-
номическую эффективность, поскольку для устройства
всей охлаждающей системы могут быть использованы
трубы из синтетических материалов, обладающие не
только высокими механическими параметрами, но и хо-
рошей стойкостью к воздействию агрессивных сред. При-
менение описанной конструкции основания позволяет
полностью исключить расход металла и бетона на
устройство оснований и фундаментов под резервуары
и достичь высоких технико-экономических показателей.
Рассмотренные способы строительства резервуаров
в большей или меньшей степени применяются в практи-
ке и обеспечивают надежную эксплуатацию резервуаров,
построенных по принципу I использования мерзлых грун-
тов. Однако при этом требуются дополнительные затра-
ты на строительство, особенно в случае применения свай-
ных фундаментов.
199 —

Поиски путей повышения эффективности строитель-
ства резервуаров на мерзлых грунтах вынудили инжене-
ров обратиться к опыту строительства таких линейных
сооружений, как автомобильные и железные дороги.
Особенностью этих сооружений является отсутствие ка-
ких-либо фундаментов и возведение насыпей непосред-
ственно на мерзлом грунте. Основной вопрос, который
возникает при отсыпке насыпей на мерзлый грунт, это
скорость оттаивания мерзлого грунта под насыпью в лет-
ний период года. Главной причиной, приводящей к от-
таиванию грунта под насыпями линейных сооружений,
является солнечная радиация. Применительно к основа-
ниям резервуаров, возводимых на песчаных насыпях,
эта причина не является главной, поскольку резервуар
препятствует непосредственному прогреву основания лу-
чами солнца. В то же время высокая температура про-
дукта, поступающего в резервуар, создает благоприят-
ные условия для проникания теплоты в основание
и оттаивания мерзлого грунта. Последствия такого от-
таивания имеют, как правило, катастрофический харак-
тер, о чем свидетельствует печальный опыт строитель-
ства сооружений на песчаных подушках как у нас в стра-
не, так и за рубежом. Вместе с тем способы возведения
песчаных подушек позволяют полностью предохранить
расположенный под ними мерзлый грунт от оттаивания
и открывают большие возможности для использования
такого метода в резервуаростроении.
Для успешного применения песчаных подушек при
строительстве резервуаров по принципу I использования
мерзлых грунтов целесообразно рассмотреть опыт при-
менения таких подушек и оценить их достоинства и не-
достатки. Выполненный авторами анализ опыта строи-
тельства на мерзлых грунтах позволил определить
основные факторы, влияющие на эффективность исполь-
зования песчаных насыпей и подушек. Знание этих фак-
торов позволит правильно использовать песчаные по-
душки в основаниях резервуаров, обеспечит сохранение
мерзлого состояния грунтов на протяжении всего перио-
да эксплуатации резервуаров и уменьшит вероятность
развития неравномерных осадок.
— 200 -

4.	Основные факторы, влияющие на глубину
оттаивания мерзлых грунтов
Влияние ориентации площадок снежного покрова
и ветра. Ориентация площадок строительства резерву-
арных парков по отношению к сторонам света имеет
большое значение для сохранения мерзлого состояния
грунтов, поскольку разные части этих площадок по-раз-
ному подвергаются воздействию солнечной радиации,
снежного покрова и ветра. Наряду с теплотой, поступаю-
щей в грунт от хранимого в резервуаре продукта, основ-
ную роль в оттаивании мерзлых грунтов играет теплота
солнечной радиации. По мере продвижения строитель-
ства на север угол падения солнечных лучей уменьша-
ется и возникает существенное различие в количествах
теплоты, поступающей в грунт с солнечной и теневой
сторон резервуара. С этой точки зрения целесообразно
площадки строительства ориентировать в меридиональ-
ном направлении с тем, чтобы уменьшить вероятность
прогрева солнечными лучами оснований резервуаров.
Опыт показывает, что после возведения насыпей воз-
никает довольно значительная разница в температурах
грунта между участками площадки, расположенными
с наветренной и подветренной сторон. Причем это раз-
личие в температурах вызвано не только дополнитель-
ным охлаждением грунта с наветренной стороны резер-
вуаров, но также и концентрацией снежного покрова
с подветренной стороны. Совместное воздействие этих
двух факторов приводят к различному охлаждению и от-
таиванию мерзлых слоев грунта с противоположных сто-
рон резервуаров, что в конечном счете приводит к раз-
витию неравномерных осадок грунта и кренов ре-
зервуаров. Исходя из этого при выборе площадок
строительства и решении вопросов размещения резер-
вуаров необходимо принимать во внимание господствую-
щие направления ветров в районе строительства и рас-
полагать резервуары таким образом, чтобы их ряды
были ориентированы вдоль направлений основного вет-
рового потока.
Хорошо известно, что возведение насыпей под резер-
вуары в значительной мере изменяет существовавшие
условия стока поверхностных вод и приводит к их скоп-
лению на отдельных участках площадки строительства.
При отсутствии дренажа талые воды проникают в тело
— 201 —

песчаных подушек и создают благоприятные условия для
оттаивания мерзлых грунтов в основаниях резервуаров,
что, в свою очередь, приводит к развитию дополнитель-
ных осадок. В связи с этим на площадках резервуарных
парков должны быть предусмотрены хорошо организо-
ванные системы сброса талых поверхностных вод и эф-
фективные системы дренажа, предохраняющие основа-
ния резервуаров от оттаивания в результате движения
воды. Кроме того, необходимо принимать эффективные
меры, обеспечивающие функционирование дренажных
систем на протяжении всего периода положительных тем-
ператур воздуха. В зимний период площадки резервуар-
ных парков должны систематически очищаться от скоп-
лений снега.
Влияние толщины и материала подушек. Как пока-
зывают обследования насыпей, возведенных в районах
распространения мерзлых грунтов, толщина насыпей
оказывает существенное влияние на глубину оттаивания.
При определенной толщине подушек, на которых возве-
дены резервуары, обеспечивается хорошая изоляция
мерзлого грунта от воздействия положительных темпе-
ратур, и его состояние остается стабильным. В отдель-
ных случаях наблюдается даже подъем уровня мерзлого
грунта выше его природного положения. Если к тому же
будут приняты меры по теплоизоляции подушек с юж-
ной стороны, вероятность оттаивания мерзлого грунта
под действием солнечной радиации будет практически
полностью исключена.
При толщине песчаных подушек менее 1,5 м их теп-
лоизолирующие свойства оказываются недостаточными
для предохранения мерзлых грунтов от оттаивания как
под действием солнечных лучей, так и под действием по-
тока тепла со стороны хранимого в резервуарах продук-
та. Наблюдения показывают, что при такой высоте по-
душек невозможно обеспечить стабильность положения
верхней границы мерзлого грунта, и эксплуатация ре-
зервуаров в этих условиях неизбежно связана с больши-
ми деформациями в результате неравномерных осадок
при оттаивании грунта в основаниях. Однако отсюда
вовсе не следует, что чем больше толщина подушки, тем
устойчивее положение уровня мерзлого грунта под ней.
Исследования показали [52], что при большой толщине
насыпей наблюдается неравномерное оттаивание мерз-
лого грунта. Объясняется это тем, что высокие насыпи
— 202 —

и подушки большой толщины являются хорошими акку-
муляторами теплоты. Прогреваясь под воздействием
солнечных лучей, насыпи создают благоприятные усло-
вия для оттаивания мерзлого грунта под ними и приво-
дят к увеличению глубины оттаивания.
В период с отрицательными температурами воздуха
такие насыпи предохраняют грунт от проникания хо-
лода. Длительные наблюдения за насыпями позволили
установить, что оттаявший грунт не успевает полностью
промерзнуть в зимний период, и поэтому зона оттаива-
ния проникает все глубже и глубже. Поскольку этот
процесс происходит неравномерно в пределах насыпи,
наблюдаются значительные неравномерные осадки ре-
зервуаров, возведенных на подушках большой тол-
щины. Практикой установлена оптимальная толщина
подушек под резервуарами, равная 2 — 3 м. При такой
толщине создаются оптимальные условия для сохране-
ния мерзлого состояния грунтов в основаниях резервуа-
ров.
Существенную роль в сохранении мерзлого состояния
грунтов в основаниях резервуаров играет также и мате-
риал, из которого устроены подушки, так как разные ма-
териалы имеют различную теплопроводность. Например,
при устройстве подушек из суглинистых или супесчаных
грунтов их плотность оказывается достаточно высокой,
а поры, большей частью замкнутые, не имеют связи
друг с другом. Передача теплоты в этом случае проис-
ходит от одних частиц грунта к другим, а замкнутые по-
ры играют роль теплоизоляторов. В результате скорость
теплового потока в таких подушках оказывается невы-
сокой.
В тех случаях когда для устройства подушек под ре-
зервуары используются крупные пески или гравийно-пес-
чаные смеси, пористость таких подушек оказывается вы-
сокой. Перенос теплоты в таких подушках происходит не
только за счет контактов между частицами, но и за счет
конвективного движения воздуха в порах. В результате
тепловой поток проникает на большую глубину и спо-
собствует интенсивному оттаиванию мерзлого грунта.
Наблюдения за опытными насыпями показали, что в на-
сыпях из крупных песков оттаивание происходит со ско-
ростью 1—1,5 м в месяц, в то время как в насыпях из
супесчаного грунта эта скорость составляет лишь 0,4—
0,8 м в месяц. Средняя температура в пределах супесча-
~ 203 —

ной насыпи также оказывается намного ниже, чем в на-
сыпях, возведенных из крупного песка.
Использование супесчаных материалов для устройст-
ва подушек под резервуары предпочтительнее также для
предохранения мерзлых грунтов от воздействия талых
вод и атмосферных осадков. Использование крупных
песков в этом случае способствует фильтрации воды под
насыпями и приводит к более глубокому оттаиванию
мерзлых грунтов. Таким образом, при выборе материа-
ла для устройства подушек под резервуары необходимо
выбирать те из них, которые обеспечивают более плот-
ную укладку и обладают меньшими фильтрационными
свойствами. При использовании местных грунтов они
должны быть полностью оттаявшими и иметь оптималь-
ную влажность. Для этого грунты должны укладываться
в промежуточные карьеры с таким расчетом, чтобы
в летний период года они полностью оттаяли под дейст-
вием тепловой радиации солнечных лучей, а избыток
влаги ликвидировался за счет естественной фильтрации.
5.	Теплоизоляция оснований резервуаров
Опыт строительства песчаных насыпей на мерзлых
грунтах показывает, что насыпи не могут полностью
обеспечить сохранение мерзлого состояния грунтов в ос-
нованиях резервуаров и всегда существует опасность
развития неравномерных осадок в период эксплуатации.
С учетом этого было предложено использовать насыпи
совместно с дополнительным теплоизолирующим слоем,
уложенным в тело песчаной подушки. В большинстве
случаев для этого могут быть использованы синтетиче-
ские теплоизолирующие материалы, изготовленные в ви-
де плит различной толщины с заданными теплоизоли-
рующими свойствами. Плиты, уложенные в тело грун-
товой подушки, будут не только предохранять основание
резервуара от теплового потока со стороны хранимого
продукта, но и выполнять роль арматуры, повышая тем
самым устойчивость не только самой подушки, но и ос-
нования в целом. Песчаная насыпь с теплоизолятором
оказывается особенно эффективной в малоосвоенных
районах арктической зоны страны, поскольку ее реали-
зация не требует доставки на площадку строительства
тяжелой техники и большого количества железобетонных
изделий.
— 204 —

Рис. 8.6. Теплоизолирующая по-
душка под резервуар
/ — резервуар; 2 — подушка; 3 —
теплоизолятор; 4 — слой мха или
торфа; 5 — вечномерзлый грунт
Рис. 8.7. Относительная толщина
теплоизолирующего слоя
1 — при температуре продукта
20 °C; 2 — то же, 10 °C
Технология возведения теплоизолирующей насыпи
весьма проста (рис. 8.6). На площадке строительства
устраивают с послойным уплотнением подушку из су-
песчаного грунта толщиной 0,8—0,9 м, поверх которой
укладывают теплоизолирующие элементы, изготовлен-
ные в виде отдельных плит из синтетического материала.
Размеры теплоизолирующего слоя в плане должны быть
приняты большими диаметра резервуара с таким рас-
четом, чтобы теплоизолирующий слой выступал на 5—
6 м за пределы площади резервуара. Это необходимо
для предохранения мерзлых грунтов в основании от от-
таивания под воздействием солнечных лучей. Раститель-
ный слой и слой мха как в пределах площади подушки,
так и на прилегающей территории должен быть сохра-
нен. Поверх слоя теплоизоляции укладывают слой грун-
та толщиной около 2 м и продолжают возводить подуш-
ку с послойным ее уплотнением, причем размеры верх-
ней части иодушки в плане должны превышать диаметр
резервуара лишь на 2—3 м. В результате будет образо-
вана как бы двухслойная подушка с уступом на краях.
В пределах верхней части укладывают еще один слой
теплоизолирующего материала таким образом, чтобы
расстояние между днищем резервуара и верхом этого
слоя составляло не менее 30 см. После завершения работ
по возведению грунтовой теплоизолирующей подушки
на ее поверхности, как и обычно, устраивают гидроизо-
лирующий слой и приступают к монтажу конструкций
резервуара. По окончании всех работ поверхности отко-
сов покрывают гидроизолирующим слоем и устраивают
— 205 —

дренажные системы вокруг готового резервуара. Для
предохранения подушки от воздействия солнечных лучей
ее поверхность и откосы желательно покрыть светоотра-
жающим материалом или краской.
Предлагаемая конструкция основания резервуаров
не требует применения дорогостоящих строительных ма-
териалов и механизмов. Теплоизоляционные плиты из
синтетических материалов могут быть заранее изготов-
лены в заводских условиях и без всяких проблем достав-
лены на строительную площадку. При выборе теплоизо-
лирующего материала необходимо исходить из того, что
плиты должны обладать минимальной сжимаемостью
и иметь минимально возможную теплопроводность.
Суммарная толщина слоя теплоизолирующего мате-
риала определяется на основе соответствующих тепло-
технических расчетов, базирующихся на решениях за-
дачи об оттаивании мерзлых грунтов под воздействием
теплового потока (Г. В. Порхаев, 1970). Полученное ре-
шение позволяет определить глубину зоны оттаивания
для плоского случая распространения теплового потока
исходя из условия
г п8 1
а = 0,5eta ------ ,	(8.2)
где	tg)/[ku(ts—tf)] и a=kuhil(Dkt)\ здесь kt, ku и —
теплопроводность мерзлого грунта, талого грунта подушки и тепло-
изолирующего материала; ts—if — температура хранимого продукта
выше точки замерзания подземной воды, °C; (/—(« — средняя темпе-
ратура грунта ниже точки замерзания подземной воды, °C; hi — тол-
щина слоя теплоизолирующего материала, м.
Решение этого уравнения позволяет определить не-
обходимую толщину теплоизолирующего слоя для плос-
кого случая распространения теплоты. Для пространст-
венной задачи уравнение теплового баланса имеет не-
сколько другой вид [60]:
С практической точки зрения представляет интерес
то обстоятельство, что толщина изолирующего слоя в ос-
новании резервуара (рис. 8.7) прямо пропорциональна
его диаметру и в значительной степени зависит от раз-
ности температур хранимого в резервуаре продукта
и мерзлого грунта. Толщина теплоизолирующего слоя
в значительной степени зависит от начальной температу-
— 2Q6 -

ры мерзлого грунта. Следовательно, предложенная кон-
струкция основания особенно эффективна в северных
районах.
При теплотехнических расчетах мерзлых грунтов
температуру замерзания подземной воды обычно прини-
мают равной О °C. Однако при использовании теплоизо-
лирующих подушек целесообразнее принять эту темпе-
ратуру равной —1 °C, что позволит избежать слу-
чайностей и обеспечит некоторый запас в отношении
предохранения мерзлых грунтов от оттаивания. Некото-
рый запас обеспечивает также и наличие самой по-
душки, поскольку ее теплоизолирующие свойства в рас-
четах не учитываются.
Практические случаи применения теплоизолирующих
подушек в основаниях резервуаров авторам не известны.
В то же время в технической литературе имеются сооб-
щения об использовании теплоизолирующих материалов
при строительстве насыпей автомобильных дорог в рай-
онах распространения мерзлых грунтов. Канадскими спе-
циалистами [52] опубликованы результаты исследова-
ний эффективности теплоизолирующих насыпей. Работы
проводились на участке автомобильной дороги, располо-
женной в зоне многолетнемерзлого грунта, толщина ко-
торого по данным бурения превышает 100 м. Среднегодо-
вая температура воздуха в районе экспериментов соста-
вила —9,7 °C за период наблюдений с 1958 по 1981 г.
Опытные участки с насыпями устроены на практически
ровной площадке, покрытой слоем торфа и мха толщи-
ной 15—60 см, под которым залегает слой суглинка тол-
щиной 3—4,5 м, содержащий до 50 % по объему льда,
в основном в виде линз толщиной около 2,5 мм. Участки
насыпей с теплоизолирующим слоем длиной по 38 м каж-
дая были разделены контрольными участками без теп-
лоизоляционного материала тоже длиной по 38 м.
В двух опытных насыпях устроен слой теплоизолятора
толщиной 90 мм, в третьей — толщиной 50 мм и в чет-
вертой— толщиной 115 мм. В качестве теплоизолирую-
щего материала использованы плиты из вспененного по-
листирола размером 2,4X0,6 м, уложенные в один ряд
вплотную друг к другу. Суммарная ширина теплоизоли-
рующего слоя во всех случаях была принята равной
11 м.
Вначале на поверхность мерзлого грунта укладывали
слой гравия толщиной 60 см, затем — плиты теплоизо-
— 207 —

лирующего материала, потом — еще один слой гравия
толщиной около 60 см. Поверхность насыпей была тща-
тельно спланирована с помощью грейдера и уплотнена
катками. Для наблюдений за изменениями температур-
ного режима использованы термодатчики, установлен-
ные на различной глубине. Максимальная глубина на-
блюдений под насыпями достигала 6 м, а за пределами
насыпей с обеих сторон датчики устанавливались до глу-
бины 15 м. В начальный период наблюдений показания
датчиков регистрировались до 4 раз в месяц, но после
установки автоматической регистрирующей аппаратуры
осуществлялась одновременная запись показаний всех
360 датчиков через каждые 1—2 ч. Наблюдения продол-
жались в течение 7 лет, до тех пор пока не была уничто-
жена вся аппаратура неизвестными лицами.
Поскольку одна из контрольных насыпей без тепло-
изолирующего слоя была уложена непосредственно на
мерзлый грунт, а другая — на оттаявший за летний пе-
риод грунт, представляет интерес сопоставление дан-
ных наблюдений за осадками этих насыпей. Суммарная
осадка «зимней» насыпи за весь 6-летний период наблю-
дений составила 55 см, причем осадка на 36 см произо-
шла в первое лето после устройства насыпи. Суммарная
осадка насыпи, возведенной в летний период, составила
всего 30 см. Так как наблюдения за осадками начаты
после завершения работ по устройству насыпи, вероятно,
часть осадки произошла за счет уплотнения оттаявшего
грунта в процессе возведения насыпи.
Наблюдения за насыпями, в которых был уложен слой
теплоизолирующего материала, показали, что при тол-
щине этого слоя 50 мм осадка опытных участков за 6 лет
наблюдений достигла 30 см, причем половина этой осад-
ки была зарегистрирована в первые 2 года наблюдений.
На тех участках, где толщина теплоизолирующего слоя
составляла 90 и 115 мм, практически никаких осадок за
6-летний период не зарегистрировано. Эти данные поз-
волили показать, что устройство теплоизолирующих сло-
ев в пределах насыпей позволяет полностью предохра-
нить мерзлые грунты от оттаивания в летний период го-
да и тем самым исключить развитие осадок.
Представляют интерес данные о температурном ре-
жиме насыпей и мерзлого грунта, полученные в резуль-
тате систематических наблюдений на опытных участках
(рис. 8.8). Как видно, изотерма нулевой температуры
— 208 —

Рис. 8.8. Глубина зоны от-
таивания мерзлого грунта
а — без теплоизолирующе-
го слоя; б — с теплоизоли-
рующим слоем; / — изотер-
ма О °C; 2 — теплоизолиру-
ющий слой
°)
Ь,м
под насыпью с теплоизолирующим слоем ни в один год
наблюдений не опускалась ниже теплоизолирующего
слоя, в то время как на контрольном участке без тепло-
изоляции нулевая температура достигала глубины око-
ло 1 м ниже естественной поверхности мерзлого грунта,
т. е. суммарная глубина оттаивания достигала в этом
случае 2 м.
Приведенные данные об использовании теплоизоли-
рованных насыпей при строительстве автомобильной до-
роги натурных размеров, безусловно, не могут быть пря-
мо использованы для определения необходимой толщи-
ны теплоизолирующего слоя, поскольку они получены
для частного случая мерзлого грунта и определенных
температурных режимов. В то же время они убедитель-
но показывают возможность использования теплоизоли-
рующих синтетических материалов при строительстве
насыпей для сохранения мерзлого состояния грунта. Эти
экспериментальные данные, а также данные теоретиче-
ских расчетов показывают, что при определенной толщи-
не теплоизолирующего слоя он может полностью защи-
тить мерзлый грунт от оттаивания под действием поло-
жительных температур хранимого в резервуарах
продукта. Сделанные выводы, а также предлагаемые
методы использования теплоизолирующих подушек при
строительстве резервуаров требуют проверки в произ-
водственных условиях, прежде чем они будут рекомен-
дованы для широкого применения. Авторы надеются,
что в ближайшее время такая проверка будет осуществ-
лена и тем самым откроется путь для снижения материа-
лоемкости строительства резервуаров на мерзлых грун-
тах.
14-88	— 209 —

$ * «
При рассмотрении материалов обобщения опыта про-
ектирования и строительства резервуаров обращает на
себя внимание одно обстоятельство, характерное как
для отечественной, так и для зарубежной практики. Оно
заключается в том, что при возведении резервуаров ши-
роко используются конструкции фундаментов и методы
их расчета, разработанные многолетней практикой стро-
ительства для других промышленных и гражданских со-
оружений. Однако при применении для строительства
резервуаров традиционных конструкций фундаментов не
учитываются особенности, связанные в первую очередь
с большой площадью контакта днища резервуара с ос-
нованием и чередующимися циклами нагрузки и раз-
грузки. Очевидно, поэтому в технической литературе
периодически появляется информация об авариях резер-
вуаров или о серьезных нарушениях нормального режи-
ма их эксплуатации. Анализ материалов аварий пока-
зывает, что взаимодействие резервуаров с основаниями
существенно отличается от тех представлений, которые
выработаны специалистами на основании многолетних
исследований напряженно-деформированного состояния
оснований жестких фундаментов, как правило, имеющих
сравнительно небольшие размеры в плане.
Для повышения эффективности строительства резер-
вуаров целесообразно качественно исследовать напря-
женно-деформированное состояние оснований резервуа-
ров с учетом повышенной гибкости фундаментов и
повторяемости циклов нагрузки и разгрузки. Причем ис-
следования следует начинать по схеме, предусматриваю-
щей непосредственную передачу нагрузки от днища на
основание, т. е. без применения каких-либо фундамен-
тов. Это позволит установить характерные особенности
взаимодействия гибкого днища, загруженного равномер-
но распределенной нагрузкой, с однородным или неод-
нородным основанием. Детальное знание условий такого
взаимодействия позволит либо разработать новые кон-
струкции фундаментов, либо вообще отказаться от при-
менения фундаментов, а все усилия сосредоточить на це-
ленаправленном изменении природных свойств грунтов,
т. е. под резервуаром создавать искусственное основание
с заранее заданными свойствами. Первые шаги в этом
направлении уже сделаны. В частности, в практике
— 210 —

строительства опробован метод предварительного уплот-
нения слабых грунтов в основаниях резервуаров с по-
мощью временных насыпей. Однако, несмотря на поло-
жительные результаты, широкого распространения этот
метод не получил, поскольку для его реализации требу-
ется много времени не только на собственно уплотнение
слабого водонасыщенного грунта, но и на возведение
и удаление временной насыпи.
Более перспективным может оказаться метод уплот-
нения грунтов с помощью нагрузок, создаваемых в про-
цессе гидроиспытаний резервуаров. Такой прием широ-
ко используется зарубежными специалистами, но в СССР
он применяется крайне редко из-за слабо разработан-
ных методов расчета сроков консолидации в условиях
пространственной осесимметричной фильтрации воды в
порах грунта. Для широкого использования такого метода
целесообразно создать надежные программы, модели-
рующие этот процесс на ЭВМ, разработать соответству-
ющие рекомендации и осуществить опытную проверку
или непосредственно в натурных условиях, или в усло-
виях, максимально моделирующих поведение резервуа-
ров реальных размеров. Для успешного решения этих
задач потребуется объединение усилий многих научно-
исследовательских, проектных и производственных орга-
низаций.
В настоящее время в резервуаростроении сложилась
такая обстановка, когда затраты на устройство основа-
ний и фундаментов резервуаров в сложных инженерно-
геологических условиях оказываются дороже стоимости
самой емкости. В связи с этим вполне резонным оказы-
вается предложение о совмещении функций фундамента
и емкости для хранения жидких компонентов. Оно за-
ключается в сооружении емкости ниже дневной поверх-
ности грунта с помощью хорошо апробированных тех-
нологий устройства подземных сооружений, например
способом «стена в грунте». Этот способ позволяет устра-
ивать стенки подземных хранилищ любой в плане фор-
мы как в монолитном, так и в сборном варианте. Для
исключения всплывания такого сооружения при высо-
ком уровне подземных вод после устройства днища ме-
тодом подводного бетонирования или насухо при глу-
боком водопонижении в его стенах и днище могут быть
устроены инъекционные анкеры. Технология устройства
и расчета последних также в настоящее время достаточ-
14*
— 211 —

но хорошо отработана. Крыша у такого хранилища мо-
жет быть как стационарной, так и перемещаемой по го-
ризонтали.
Для устройства стен заглубленных в грунт резервуа-
ров могут быть также использованы замкнутые ряды из
буронабивных свай (так называемый метод «секущих
опор»), которые по мере изъятия из внутренней полости
грунта должны быть раскреплены по высоте грунтовы-
ми анкерами.
Большие перспективы в части устройства подземных
резервуаров имеются у струйной технологии. С ее помо-
щью тоже можно устраивать практически любые по
форме в плане резервуары. Сочетание совместной рабо-
ты подземной конструкции с грунтовыми анкерами по-
зволяет обеспечить надежную работу сооружения в слож-
ных грунтовых условиях.
В ряде случаев можно прибегнуть к устройству ком-
бинированных резервуаров, у которых нижняя часть яв-
ляется подземной и выполнена из монолитного железе-
бетона, а верхняя — из стальных листов или из сборного
железобетона. По нашим подсчетам перечисленные вы-
ше решения по расходу материалов на 1 м3 хранимого
вещества могут оказаться экономичнее. Тем более что
отпадает необходимость в постоянном контроле за сталь-
ными конструкциями резервуаров, подверженными кор-
розионным воздействиям.
Известно, что в последнее время прочно укоренилось
мнение, что единственно надежными фундаментами ре-
зервуаров являются свайные. Считается, что свайные
фундаменты, например в слабых грунтах, значительно
снижают осадки резервуара, уменьшают их неравномер-
ность, исключают потерю устойчивости грунтов основа-
ния. Следует, однако, отметить, что в большинстве слу-
чаев указанные предположения на практике не сбыва-
ются.
Вместе с тем под большие емкости продолжают уст-
раивать целые свайные поля, где общее число свай до-
стигает 1000 и более. При этом преследуется одна
цель — уменьшить общую и неравномерную осадку ре-
зервуара. Между тем специалистам в области основа-
ний и фундаментов известно, что метода расчета осадок
свайных полей, базирующегося на теоретически и экс-
периментально обоснованной модели грунтового основа-
ния, в настоящее время не существует. Принцип расче-
— 212 —

та осадок свай, помещенный в СНиП на проектирова-
ние свайных фундаментов, не может быть распространен
на свайные поля даже в первом приближении. По на-
шему мнению, усилия теоретиков и экспериментаторов
должны быть направлены на решение задачи о напря-
женно-деформированном состоянии основания свайного
поля и отдельной сваи в пределах этого свайного поля.
Кроме того, нельзя признать верным ставшее тра-
диционным равномерное размещение свай одной и той
же длины в пределах свайного поля. Возможно по тех-
нологии забивать такие сваи удобнее. Что же касается
вопроса о равномерной загрузке их под таким соору-
жением как резервуар, то в принятом практически во
всех проектах размещении свай они работают более чем
неодинаково в пределах диаметра резервуара. Вероят-
но, именно здесь одна из причин возникновения нерав-
номерных осадок.
При размещении свай под резервуаром следовало
бы помнить об эпюре контактных давлений под гибкими
и жесткими штампами. До сих пор среди специали-
стов нет единого мнения о функциональной роли грун-
товой подушки в основании резервуара. Нам представ-
ляется она преувеличенной. Иногда считают, что введе-
ние небольшой по высоте песчаной подушки (Г—1,5м)
позволяет значительно увеличить несущую способность
основания на слабых водонасыщенных грунтах. Однако
рассмотрение эпюры напряженного состояния основания
большого в плане резервуара полностью развеивает по-
добное заблуждение. Роль тонкой песчаной прослойки
(подушки) под днищем такого резервуара чрезвычайно
ничтожна. Именно по этой причине такая подушка ни-
чего не дает в части уменьшения общих и неравномер-
ных осадок днища и контура резервуара.
Между тем при некачественном выполнении песча-
ной подушки она может существенно (в отрицательном
плане) повлиять на работу резервуара. В практике бы-
ли случаи, когда из-за плохого уплотнения или попада-
ния в песчаную подушку мерзлых комьев и снега основ-
ная часть общей осадки резервуара происходила за счет
уплотнения самой подушки.
По нашему мнению, единственно бесспорным назна-
чением небольших по толщине подушек под резервуара-
ми является исключение возможности промораживания
грунтов его основания и последующего пучения.
— 213 —

Большие нарекания вызывают у строителей вариан-
ты укладки песчаных подушек в грунтовые выемкд. Как
правило, эти выемки бывают обводнены, что служит
серьезным препятствием качественному послойному
уплотнению песчаных подушек. Поэтому следует избе-
гать подобных решений, тем более что никаких объек-
тивных причин, требующих образования выемки в грун-
те для устройства песчаной подушки, нет.
Одним из путей уменьшения средних и неравномер-
ных осадок резервуаров является снижение давлений,
передаваемых на грунты повышенной сжимаемости.
Снижение давлений может быть достигнуто с помощью
жестких разделительных диафрагм, устраиваемых меж-
ду естественным грунтом и песчаной подушкой. Экспе-
риментальная проверка такого инженерного решения
для жестких фундаментов подтвердила его высокую эф-
фективность и позволила рекомендовать для практичес-
кого использования.
Принципы развивающегося в настоящее время ново-
го хозяйственного механизма позволяют надеяться, что
задачи повышения надежности строительства резервуа-
ров в сложных геологических условиях, а также сниже-.
ния стоимости работ по устройству оснований и фунда-
ментов резервуаров будут успешно решены.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Абелев М. Ю. Строительство промышленных и гражданских соо-
ружений на слабых водонасыщенных грунтах. — М.: Стройиздат,
1983. — 247 с.
2.	Абелев М. Ю, Невский А. А„ Попов А. 3. О больших осадках ре-
зервуаров в Ираке//Строительство на слабых водонасыщенных грун-
тах.— Одесса, 1975.—С. 183—184.
3.	А. с. 887737 СССР, МКИ3 E02D 27/38. Фундамент цилиндричес-
кого резервуара.
4.	А. с. 1006618 СССР, МКИ3 E02D 27/38. Способ уменьшения де-
формаций сооружения.
5.	А.с. 838078 СССР, МКИ3 Е04Н 7/02. Резервуар.
6.	А. с. 630344 СССР, МКИ3 E02D 27/32 Фундамент для цилиндри-
ческого резервуара.
7.	Балюра М. В. Экспериментальные исследования горизонтальных
перемещений в основании жесткого штампа: Автореф.- дис.,., канд.
техн. наук. — Новочеркасск, 1975.
8.	Барликов Г. М. Экспериментальные исследования совместной ра-
боты фундамента с оболочкой и песчаного основания: Автореф.
дис.... канд. техн. наук. — Новочеркасск, 1975.
9.	Барский Б. Л. Устройство оснований под стальные резервуары
нефти в условиях Среднего Приобья//Нефтепромысловое строитель-
ство.—М.: ВНИИОЭНГ, 1979.—С. 10—22.
10.	Бородавкин П. П. Механика грунтов в трубопроводном строи-
тельстве. — М.: Недра, 1986. — 224 с.
11.	Галеев В. Б. Проектирование оснований резервуаров на слабых
водонасыщенных грунтах//Нефтепромысловое строительство. — М.:
ВНИИОЭНГ, 1976. —С. 13—15.
12.	Галеев В. Б. Эксплуатация стальных вертикальных резервуаров
в сложных условиях. — М.: Недра, 1981.—149 с.
13.	Гамарник В. Б. Из опыта проектирования и строительства осно-
ваний под резервуары//Нефтепромысловое строительство.— 1975.—
№ 9. —С. И.
14.	Голли А. В. Измерение контактных давлений с помощью тепзо-
столбиков из эпоксидных смол при натурном исследовании работы
фундаментов//Межвузовский тематический сборник трудов. — 1976.—
№ 116/1.—С. 17—19.
15.	ГОСТ 24846—81. Методы измерения деформаций оснований зда-
ний и сооружений.
16.	Далматов Б. И. Методы строительства иа слабых водонасыщен-
ных глинистых грунтах//Основания, фундаменты и механика грун-
тов: Сб. тр./ЛИСИ.—Л., 1978.—С. 3—14.
17.	Зверевич /Т. М, Мангушев Р. А. К методу натурных измерений
вертикальных' перемещений нефтяных резервуаров большой емкости,
возводимых на слабых грунтах//Нсфтепромысловое строительство.—
М.: ВНИИОЭНГ, 1977,-42 с.
- 215 —

18.	Коновалов П. А. Устройство фундаментов на заторфованных
грунтах,—М.: Стройиздат, 1980.—160 с.
19.	Коновалов П. А., Иванов Ю. К. Предельные значения средних
и неравномерных осадок металлических резервуаров//Основания, фун-
даменты и механика грунтов. — 1985.—№ 5—С. 27.
20.	Крутов В. И. Основания и фундаменты на просадочных грунтах.—
Киев: Буд1*вельник, 1982.— 224 с.
21.	Можейко И. В. 7 из 37 чудес света. —М.: Наука, 1980.—252 с.
22.	Орлов В. О, Дубнов Ю Д., Меренков Н. Д. Пучение промерзаю-
щих грунтов и его влияние на фундаменты сооружений.—Л.: Строй-
издат, 1977.—183 с.
23.	Правила и инструкция по технике эксплуатации металлических
резервуаров и очистных сооружений. — М.: Недра, 1977,—84 с.
24.	Резервуар стальной вертикальный цилиндрический для нефти
и нефтепродуктов емкостью 5000 куб. м: Типовой проект 704-1-169.84/
/Южгипронефтепровод, альбом III.—К., 1983.
25.	Руководство по наблюдению за деформациями оснований и фун-
даментов зданий и сооружений.—М.: Стройиздат, 1975—160 с.
26.	Руководство по проектированию илоцементных оснований и фун-
даментов портовых сооружений.—М.: Мортехииформреклама, 1983.—
17 с.
27.	Руководство по проектированию оснований и фундаментов на
пучинистых грунтах. — М.: Стройиздат, 1979.—38 с.
28.	Пособие по проектированию оснований зданий и сооружений.—
М.: Стройиздат, 1986.—415 с.
29.	СНиП 2.02.01—83. Основания зданий и сооружений.
30.	Сотников С. Н., Мангушев Р. А. Измерение вертикальных пе-
ремещений поверхности основания цилиндрического резервуара//Тр.
ЛИСИ.—1978.—С. 31—36.
31.	Сотников С. Н., Мангушев Р. А. Проектирование и строительство
оснований и фундаментов стальных вертикальных цилиндрических
резервуаров за рубежом. — М.: ВНИИОЭНГ, 1979. — 64 с.
32.	Сотников С. Н., Мангушев Р. А., Ганнущенко И. В. Конструк-
ция фундамента и осадка резервуара вместимостью 50 тыс. куб.м
с плавающей крышей на неоднородном основании//Нефтепромыс-
ловое строительство. — М.: ВНИИОЭНГ, 1984. — 36 с.
33.	ТУ 34-42-5346—76. Резервуары цилиндрические вертикальные.
34.	Цытович Н. А. Механика грунтов,—М.: Высшая школа, 1973.—
280 с.
35.	Akai К., Okabayashi I., Consolidation mechanism and performance
analisis of send-drain. Proc. VIII ECSMFE, vol. 2, 1983, p. 565—570.
36.	Akinmusuru J. O., Akinbolade J. A. Stability of loaded footings
on reinforced sand. Proc. ASME, J., of the geotechnical engineering
division, No GT6, 1981, p. 819—827.
37.	Balaam M. P. Grown settlement analysis of soft clay reinforced
with granular piles. Tailand, Proc. 5-th Southeast Asian conference
on soil engineering, 1977, p. 81—90.
38.	Bell R. A., Iwakiri J. Settlement comparrison used in tank-failure
study. Proc. ASCE, vol. 106, No GT2, 1980, p. 153—169.
39.	Belloni L., Garassino A., Jamllkowski M. Differential settlements
of petroleum steel tanks. Proc. Conference on settlement of structures,
London, Pentech Press, 1975, p. 323—328.
40.	Bhandari R. К. M. Behaviour of a tank foundation on soil rein*
— 216 —

forced with stone columns. Improvement of ground, I hoc. 8-th
ECSMFE, Helsinki, vol. 1, 1983, p. 209—212.
41.	Binquet J., Lee K. L. Bearing capaciti tests on rchiluirod earth
slabs. Proc. ASCE, J. of the geotechnical engineering division, No
GT12, 1981, p. 1241—1255.
42.	Bredenberg H. Lime columns for ground impruvciuvul at new
cargo terminal in Stokholm. Impruvement of ground, Proc. 8-th
ECSMFE, vol. 2, Helsinki, 1983, p. 881—884.
43.	Brons K. F., De Kruiff H. The performance of sand compaction pi-
les. Рос. 9-th ICSMFE, 1985, p. 1683—1686.
44.	Chinese report. Testing and research of tank foundation in Zhejiany
refinery factory. Hangzhou, Zhejiang university, 1979.
45.	Fragaszy R., Lawton E., Asgharzadeh-Fozi Z. Bearing capacity of
reinforced sand. Improvement of ground. Proc. 8-th ECSMFE, Hel-
sinki, 1983, p. 357—360.
46.	Green P. A., Hight D. W. The failure of two storage tanks caused
by differential settlement. Proc. Conference on settlement of struc-
tures, London, Pentech Press, 1975, p. 353—360.
47.	Greenwood D. A. Defferential settlement tolerances of cilindrical
steel tanks for bulk liquid atorage. Proc. Conference on settlement of
structures, London, Pentech Press, 1975.
48.	Hegg U., Jamilkowski M. B., Lancellotta R., Parvis E. Behaviour
of oil tanks on soft cohesive ground improved by vertical drains. Proc.
8-th ECSMFE, vol. 2, 1983, p. 627—632.
49.	Holm G., Trank R., Ekstrom A. Improving lime column strength
with gipsum. Proc. 8-th ECSMFE, vol. 2, Helsiki, 1983, p. 903—907.
50.	Hovanyi L., Kolozsvari G., Szarka Z. Banyasz es kobasz lapok.
Kdolaj et foldgas, vol. 109, No. 8, 1976, p. 225—228.
51.	Jekel J. W. A. Toepassing van een semi—spaningsbemaling als
voorbelasting voor tanks van Chevron te Nieueluis Esstend LGM me-
ted, vol. 17, No. 4, 1976, p. 75—95.
52.	Jingbo D. Variation regularity of permafrost table beneath em-
bankment in Northeast China. Proc. 4-th International conference
Woshington, 1983, p. 212—215.
53.	Kawasaki T. Deep mixing method usihg cement hardening agent.
Proc. 10-th ICSMFE, Stokholm, 1981, p. 721—724.
54.	Kim Y. S., Shen С. K., Bang S. Oil storage tank foundation on
soft clay. Proc. 8-th ECSMFE, vol. 1, Helsinki, 1983, p. 371—374.
55.	Magnan 1. P., Mieussens C., Quejroi D. Comportements du remblai
experimental В a Cubzas—les—Ponts. Revue francaise de geotechni-
que, No. 5, 1978, p. 23—26.
56.	Malik Z., Morton J., Ruiz C. Ovalization of cilindrical tanks as
result of foundation settlement. J. of stran analysis, vol. 12, No. 4,
1977, p. 339—348.
57.	Marr W. A., Ramos J. A., Lambe T. W. Criteria for settlement of
tanks. Proc. ASCE, J. of the geotechnical engineering division,
vol. 108, No. GT8, 1982, p. 1017—1038.
58.	Mohan D. Instrumentation during underpinning of a tank found-
ation. Conference on geotechnical engineering, New-Delhi, 1978,
p. 201—209.
59.	Mohan D., Jain G. R. S., Bhandari R. K. Remedial underpinning
of still tank foundation. Proc. ASCE, J. of the geotechnical engine-
ering division, vol. 104, No. 5, 1978, p. 639—655.
— 217 —

60.	Nixon J. F. Geotermal design of isulated foundation for thraw
prevention. Proc. 4-th International conference, Woshington, 1983.
61.	Penman A. D. M. Soil structures interaction and deformation
problems as a result of foundation settlement. Pros. International
simposium on soil-structures interaction, Roorkee, India, vol. 1, 1977,
p. 521—526.
62.	Rao B. G., Bhandari R. K. Skirting —a new concept in the de-
sign of heavy storage tank foundation. Proc. 6-th Southeast Asian
conference on soil engineering, 1980, p. 283—300.
63.	Rosenberg R., Journeaux N. L. Settlement limitation for cilindri-
cal storage tanks. Canadian geotechnical j., vol. 19, No. 3, 1982,
p 232___238
64.	Sullivan R. A., Nowicki J. F. Differential settlements of cillnd-
drical oil tanks. Proc. Conference on settlement of structures, London,
Pentech Press, 1975, p. 420—424.
65.	Wytyczne instruktazowe projektowania fundamentdw pod zbior-
nikl stalowe stosowane w prezemysle chemichnym. WTP-76/MPCH-
0042, Ministerstwo prezemyslu chemicznego, 1976.

ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие...............................  *	,
Глава 1, Особенности конструкций резервуаров, фундаменте»
и методы подготовки их оснований........................
1.	Типовые конструкции резервуаров. Основные методы их
монтажа.................................................
2.	Фундаменты резервуаров на естественном основании
3.	Свайные фундаменты резервуаров......................
4.	Конструкции фундаментов при строительстве резервуа-
ров в сложных геологических условиях....................
Г» Методы подготовки искусственных оснований под ре-
...........................................
Г nw 2 (hnutifiHiiH резервуаров с искусственным ограничением
Лилж нсреипцгнин грунта....................................
I.	Iс кнпчп кие nOoriKHuiiiiic конструктивного решения и об-
лл< it» иu 1 inunnо использования.......................
2	. Ии•nqiiiMviiniJibiibie исследования деформаций оснований
рг1грвунр<ш на моделях и в натурных условиях
3.	Выбор параметров конструкций, ограждающих основание
Глава 3, Опыт строительства и эксплуатации резервуаров .
I.	Сооружение свайных фундаментов резервуаров .	.
2.	Уплотнение слабых грунтов с помощью песчаных свай
3.	Предварительное уплотнение оснований временной на-
грузкой ................................................
4.	Уплотнение слабых грунтов в процессе гидроиспытаний
резервуаров ............................................
5.	Экономические вопросы строительства оснований и фун-
даментов резервуаров ...................................
Глава 4. Аварии резервуаров................................
I.	Причины, приводящие к авариям резервуаров .
2.	Аварии, вызванные потерей устойчивости оснований
3.	Разрушения резервуаров в результате неравномерных
осадок...............................................	.
4.	Анализ аварий резервуаров ..........................
«	5. Методы восстановления резервуаров и ремонта фунда-
ментов ..................................................
3
г>
5
IJ
1«
22
25
31
31
35
50
53
53
60
65
72
82
87
87
87
107
Глава 5. Экспериментальные исследования осадок оснований
резервуаров под нагрузкой .	.	....................112
1,	Методика измерений деформаций резервуаров п приме-
няемые приборы '.........................................112
2.	Организация и проведение наблюдений за осадками ре-
зервуаров ...............................................123
3.	Статистический анализ результатов длительных наблюде-
ний за развитием осадок резервуаров......................125
Глава 6. Расчет оснований резервуаров по предельным сос-
тояниям ....................................................138
1.	Основные принципы проектирования....................  138
— 219 —

2.	Особенности инженерно-геологических изысканий	.	•	140
3.	Несущая способность оснований резервуаров ,	.	.	144
4.	Осадки оснований резервуаров	147
5.	Равномерные крены резервуаров.......................153
6.	Осадки резервуаров по периметру.....................155
7.	Дополнительные напряжения в стенке резервуара при
неравномерных осадках...................................159
8.	Допускаемые неравномерные осадки резервуаров . .	161
Глава 7. Методы уменьшения неравномерных осадок резер-
вуаров .................................. „	....	168
1.	Подготовка оснований.........................	* .	168
2.	Пресс-метод строительства резервуаров...............169
3.	Армирование оснований резервуаров вертикальными эле-
ментами ................................................173
4.	Армирование оснований резервуаров горизонтальными
элементами..............................................181
Глава 8. Строительство резервуаров на мерзлых грунтах . Ь8
1.	Особенности физико-механических свойств мерзлых
грунтов...............................................  188
2.	Основные принципы строительства резервуаров на мер-
злых грунтах ...........................................194
3.	Искусственное охлаждение мерзлых грунтов в основа-
ниях резервуаров........................................197
4.	Основные факторы, влияющие на глубину оттаивания
мерзлых грунтов....................................	.	201
5.	Теплоизоляция оснований резервуаров .	,	. ,	204
Список литературы	4 ...	.	215

CONTENTS
Foreword
Chapter I. Structural features if tanks and their inps. Methods of
preparation of their soil bases.
1.	Main structural elements of steel Links, I hr Ьа-.к methods of
theirerection.
2.	Tank footings on natural gimiiid Ь.т.г*..
3.	Pile footings on tank"..
4.	Footings designs foi Link’» Io I»’ < nir II u< led mulrr unn* nnl
geological eondllioii i
5.	Methods <>l pl rpaiallim ul lank* Hl till» ial soil
Chanter II. T.ink i Mill bases l haraclei Izrd by ailiHilally llnillrtl bl
lei ul «Ilaphi« t HMih nf bull
1,	1 c a & 11 j i 111 у sillily ul structural solution and the field ol Hh rt
кч 11 vi' t iiipl(»\пн til
2.	Expel hnrnlfll in yrhllga I loir, of Link*, base dcfoi nialions on mo
deh and hi dlu.
3.	Selection ol parameters underground ring-shaped walls mis-
loumllug 4<>1! bases.
Chapter 111.	Piactieal experience of construction and maintenance of
laiiks.
I.	Construction of tanks pile footings.
2.	Consolidation of weak soils by sand piles.
3.	Preconsolidation of soil bases by temporary loading.
4.	Consolidation of weak soils in the process of tanks water tes-
tings.
5.	Economic aspects of tanks construction.
Chapter IV.	Case histories.
1.	Reasons of tanks failures.
2.	Failures caused by soil base sliding.
3.	Tanks failures caused by differential settlements.
4.	Analysis of tanks failures.
5.	Methods of tanks underpinning and their footings repair.
Chapter V. Experimental study of soil base settlements under tank
loading.
1.	Procedure of measuring of tank deformations and instruments
used.
2.	Organization and carrying out of observations for tanks settle-
ments*
3.	Statistical analusis of the results of long-term observations
for the development of tanks settlements in lime.
Chapter VI.	Design of tanks soil bases on the limit states.
1.	Design basic principles.
2.	Engineering geological investigations and their special fea-
tures.
3.	Bearing capacity of tanks soil bases,
4.	Settlements of tanks soil bases.
5.	Tank uniform tilts.
6.	Tank edge settlements.
7.	Additional stresses in tank wall due to differential settlements^
8.	Allowable tank differential settlements.
Chapter VII.	Methods of tank differential settlements lowering,
1.	Preparation of soil bases.
2.	Press-method for tank construction.
— 221 —

3.	Reinforcement of tank soil bases by vertical elements.
4.	Reinforcement of tank soil bases by horizontal elements.
Chapter VIII.	Construction of tanks on the permafrost.
1.	Specific features of mechanical and physical properties of fro-
zen soils.
2.	Basic principles of tank construction on frozen soils.
3.	Artifical cooling of frozen soils in tank soil bases.
4.	Basic factors affecting on the thawing depth of frozen soils.
5. Heat insulation for tanks soil bases.
References
Ivanov Yu. K., Konovalov P. A., Mangushev R. A., Sotnikov S. N.
Tanks bases and foundations. M.: Strojizdat, 1989. 12 a. sh.
In this book the authors tryed hard to summarize a steel tanks
foundation design and construction practice. Usually cilindrical steel
storage tanks consist of a thin bottom, a shell and a fixed or floating
roof. Typically there diameters vary from 10 to 90 m and heights
range from 6 to 18 m. All tanks are usually constructed by welding.
A common tanks construction methods are presented.
The load that a tank transmits to the soil consists of edge loads,
resulting from the shell and roof loads, and weight of the retained
liquid content Since the diameters of the tanks are large, the foun-
dation soil is stressed to a great depth. Such stresses can be suffi-
cient to cause large soil deformation that approachs or even exceeds
the bearing capacity of the soil. Excessive movements can lead to
malfunction and sometimes to complete tanks failure. Many case his-
tories of tank failures and of tank differential settlements were stu-
died. The authors took those data from the literature and their own
studies, and compared the results with che allowable criteria.
Tank movements usually result from two types of deformation.
The first is settlement, due to soil compression under the tank loa-
ding, whoze mignitude and rate depend mainly on the properties of
the soil and its thickness in ralation to the tank diameter. The se-
cond type of movement is encountered when the soil under the tank
edge is displased from under the edge, leading to large nonuniform
settlements. Both types of soil movement may cause overstressing of
the tanks and could result in mulfunction of failure.
The comparative study included the evaluation of the measured
tank-shell and tank-bottom settlements with respect to the tilt of
tank. The results of these comparative studes, provide empirical data
on the behavion of both many tanks that experienced large settle-
ments yet continued to perform satisfactorily and tanks that failed.
Some of the factors that were thought to have contributed to the
failures are described in the book.
To protect the tanks failure and to control the tank differential
settlements many types of foundation are used in construction. The
— 222 -

performance of a concrete ring beams, a foundation 4ib\ a pih f<>
undations are described in detail. The general pi liu ipk шик thing
a rational approach to the problem of foundation air illit-Jtnlr.l by
many exampes of large tanks which were construrh d ».n ..ri nib
The authors suggest that traditional approach lo Hie <h q n •»! -hd
low foundationns of often sufficient if structures ate • tiuill,
vely rigid, and are constructed on a uniform soil, bid il i=
safe for larger structures on variable ground. The genei.il pim. ipb-*
underlying the mane requirements in estimating the bearlup < п|-и. Hy
of bases and the probable settlements of different type of hoind iH<hi
are illustrated.
Traditionally, engineers have calculated the settlements <d hodi
foundations but have not concidered the effects of horisontai in<>\»
mrnls occur from shear of the soil, effects of nearby facilities, <d >
To control (lie lateral movements of soil under tanks the nut
hors have piopoHvd the special type of ring foundation. The sol lie*
infill iiicasiii’viiietits of tanks which have been constructed on such
a type of foundation are described in separate chapter.
The general foundation recommendations for soft soil conditions
are primarily directed toward establishing nonyielding foundation
that will not settle after tank construction.
Unyielding foundations are certainly preferable, but they are
usually expensive when the soft soil are deep. In this case, for examp-
le, the cost of pile foundations may equal or exceed the cost of the
tank. Because tank behavior may still be satisfactiry if some settling
is permitted, alternate foundation solutions demand serious conside-
rations. Among these solutions are replacement of the soft soils or
stabilization, and several methods of preloading. Some methodes of
preloading were examined in separate chapters. The principal advan-
tage of all preloading methods relates to the savings in foundations
cost. The methods of preloading should be selected to fit the particu-
lar site conditions, and no one of them is consistenly preferable. Ad-
vantages and disadvantages of different methods of the soft soil pie
loading were examined and the results are sited herein. II was It............I
that water preloading of the tanks is most common method, because
the tanks are almost always hydrostatically tested before being pla-
ced in service. As with other preloadings methods, the dura I ions of
the water\preload depends on site conditions and lank operating re-
quirements. Many case histories of soft soil preloadiug are summari-
zed in special chapters.
The authors hoped that the data presented in this book will pro-
vide a basis of comparison for engineers which may want to evaluate
the possible severity of the. settlement behavior of steel lank founda-
tions for which they are concerned.
— 223 —

ПРОИЗВОДСТВЕННОЕ ИЗДАНИЕ
ИВАНОВ ЮРИЙ КОНСТАНТИНОВИЧ,
КОНОВАЛОВ ПАВЕЛ АЛЕКСАНДРОВИЧ,
МАНГУШЕВ РАШИД АБДУЛЛОВИЧ,
СОТНИКОВ СЕРГЕЙ НИКОЛАЕВИЧ
ОСНОВАНИЯ И ФУНДАМЕНТЫ РЕЗЕРВУАРОВ
Редакция литературы по инженерному оборудованию
Зав. редакцией Я. В. Соболева
Редактор Г. А. Лебедева
Технический редактор Ю. Л. Циханкова
Корректор Е. А. Степанова
И Б № 4505
Сдано в набор 24.05.88. Подписано в печать 28.07.88.	Т-15380. Формат
84Х108’/з2- Бумага тип. № 2. Гарнитура «Литературная». Печать высокая.
Усл. печ. л, 11,76. Усл. кр.-отт. 11,97. Уч.-изд. л. 12,17. Тираж 8700 экз.
Изд. № AVI-2057. Заказ № 88. Цена 60 коп.
Стройиздат, 101442, Москва, Каляевская, 23а
Владимирская типография Союзполиграфпрома при Государственном
комитете СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
600000, г. Владимир, Октябрьский проспект, д. 7

60 коп.
СТРОЙИЗДАТ ПРЕДЛАГАЕТ СПЕЦИАЛИСТАМ
В 1989—1990 гг.
КНИГИ СЕРИИ «СПРАВОЧНИК СТРОИТЕЛЯ»
1989 г.
Каменные конструкции и их возведение. 2-е изд.
Сварка и резка в промышленном строительстве. 3-е изд.
Строительное производство. В 3 т.
Т.1. Общая часть. В 2 ч.
Т.2. Организация и технология работ.
Т.З. Организация труда и механизация работ.
Средства малой механизации для производства строи-
тельно-монтажных работ.
Технологические трубопроводы промышленных предпри-
ятий.
Оборудование, оснастка и средства малой механизации
для отделочных работ.
1990 г.
Инструментальное хозяйство стройки.
Организация жилищно-гражданского строительства.
Энергосбережение строительства. В 2 т.
Реконструкция промышленных предприятий.
Перевозка и складирование строительных материалов.