Кельнер А.Г. Проектирование сборного железобетонного цилиндрического резервуара. 2011 г

Подождите немного. Документ загружается.

Напрягаемая арматура А-ІV.

Характеристики арматуры:

s,ser

= 590 МПа, Е

= 19



МПа.

Класс бетона по прочности на сжатие В22,5; передаточная прочность бетона принята R

вр

= 13 МПа; начальный

модуль упругости бетона Е

= 25,5



МПа.

Натяжение арматуры осуществляется «на бетон» электротермическим способом.

Полная величина потерь предварительного напряжения арматуры равна сумме первых и вторых потерь:

21 losslossloss







Согласно рекомендациям СНиПа[4]

первые потери:

431







loss

где



 потери от деформации анкеров;



 потери от трения арматуры о поверхность бетона.

Потери от деформации анкеров определяются по следующему равенству:













Длина одного обжимного кольца











м = 56520 мм.

Количество анкерных упоров для кольца – 4 (рис. 26).

Деформации на один анкерный упор

211













ll мм.

Величина потерь от деформации анкеров

9,26

56520

101942









МПа.

Потери от трения арматуры о поверхность бетона



При натяжении арматуры электротермическим способом



= 0.

Первые потери

9,2609,26

431













loss

МПа.

Вторые потери:

Согласно рекомендациям СНиПа [ 4 ]

119872







loss

201,0









 потери от релаксации напряжения арматуры.

33205301,0











МПа.





МПа  потери от ползучести бетона.



 потери от ползучести бетона.

При определении потерь от ползучести считаем, что натяжение напрягаемой арматуры производится при

передаточной прочности R

вр

= 13 МПа, что соответствует:

 классу бетона В22,5;

 начальному модулю упругости бетона Е

= 25,5



МПа.

45,7

105,25

100,19







Наибольшая площадь стержневой напрягаемой арматуры А

=763,5 мм

1,1656885,76345,71000160

















spred

AAA



мм

Начальное усилие обжатия









9,3841165,7639,26530















splosssp



Н = 384,1 кН.

Напряжение в бетоне

32,2

165688

384117



red

вр



МПа.

75,018,0

32,2



вр



Потери от ползучести бетона

0,2718,000,1150









МПа;





СНиП [4].

Потери от деформации обжатия стыков между блоками











где n – число швов конструкции;



=0,3 мм– обжатие стыка; l – длина натягиваемой арматуры, мм.

Периметр резервуара l=











м = 56520 мм; ширина панели в = 57,1

14,3





м; число панелей









; количество швов 37.

Потери от деформации стыков

3,371019

56520

3,037









МПа.

Вторые потери

3,1273,37273033







loss



МПа.

Полные потери

2,1543,1279,26











losslossloss



МПа > 100 МПа.

Пример. Расчет стенки резервуара по образованию трещин.

Расчет стенки по образованию трещин выполняется по условию

crc



Принимаем

crc



где





splossspsp













;

spsp









1 .

При электротермическом способе натяжения арматуры (СНиП [4])

1,0

15,0 



















;

384



МПа; 530





МПа; 4



n .

1,054,0

530

1,384

5,0 

















Тогда

46,054,01









8,3752,154530









losssp



МПа.

Расчет по образованию трещин выполняется для каждой условной зоны, на которые разбивается стенка по высоте

(см. рис. 14). Результаты расчета сводятся в табл. 9.

Таблица 9

Проверка условия трещинообразования

Номер

зоны

(сверху

вниз)

,sp

мм

/пог.м





loss

spsp





МПа

crc

кН/пог.м

crc



І 254,5 95,64 70,04 95,64 > 70,04

ІІ 509,0 191,28 139,70 191,28>139,70

ІІІ 763,5 286,92 240,93 286,92>240,93

ІV 763,5 286,92 247,02 286,92>247,02

V 254,5

375,8

95,64 75,54 95,64 > 75,54

Вывод: трещиностойкость всех расчетных сечений стенки обеспечена.

3.3.3. Конструкция стенки резервуара и стеновой панели

Конструкция и принцип армирования стенки резервуара при использовании стержневой предварительно

напрягаемой арматуры сохраняется такой же, как и при применении проволочной арматуры. Требования к

расстоянию между стержнями остаются такими же, как и для проволочной арматуры.

Армирование стенки резервуара предварительно напрягаемой стержневой арматурой показано на рис. 27.

Конструкция и принцип армирования стеновой панели при использовании стержневой напрягаемой арматуры

сохраняется такой же, как и при применении проволочной арматуры (см. рис. 21).

4. ШАРНИРНО-ПОДВИЖНОЕ СОЕДИНЕНИЕ СТЕНКИ

С ДНИЩЕМ

4.1. Расчетные усилия, действующие в стенке резервуара

При шарнирно-подвижном соединении стенки с днищем в основании стенки возникают силы трения (рис. 28).

Величина их определяется по формуле

fNQ

тр





, (4.1)

где N – нормальная сила;

 коэффициент трения стенки о днище.

Сила трения определяется для двух расчетных случаев.

1. Резервуар не засыпан грунтом (случай при гидравлическом

испытании резервуара).

В этом случае в стенке резервуара от гидравлического давления воды возникают кольцевые растягивающие

усилия, величина которых определяется по формуле





тр

от

QrтNN , (4.2)

где

от

N  кольцевое усилие без учета связи стенки с днищем; r – радиус резервуара;



т  параметры,

определяемые так же, как и для жесткого соединения стенки с днищем (подраздел 3.1.1).

При определении силы трения

тр

Q необходимо учитывать выполнение условия

тр





max

, (4.3)

где Р

max

– гидростатическое давление у низа стенки.

Указанное ограничение для сил трения объясняется следующими соображениями. При

тр





max

– кольцевое

растягивающее усилие на уровне днища N

= 0 [вытекает из формулы (4.2)]. При

тр





max

кольцевое усилие

меняет знак. Вместо растяжения – сжатие, что теряет физический смысл.

2. Резервуар засыпан грунтом (случай при эксплуатации резервуара).

От давления грунта в стенке резервуара возникают кольцевые сжимающие усилия. Эти усилия обычно в расчете

не учитываются, так как в резервуаре, заполненном водой, они уменьшают величину кольцевых растягивающих

усилий, а в опорожненном резервуаре воспринимаются бетонным сечением стенки. При определении усилий в стенке

резервуара от давления грунта следует иметь в виду, что в резервуаре, не заполненном жидкостью, возникают

изгибающие моменты в меридиональной плоскости.

Величина их определяется по формуле





тр

. (4.4)

Обращаем внимание, что максимальный изгибающий момент будет действовать в том сечении, где коэффициент



(см. табл.1) будет иметь наибольшее значение.

Пример. Определение расчетных усилий, действующих в стенке резервуара.

Случай 1. Резервуар не засыпан грунтом.

А. Определение сил трения.

Расчет выполним для резервуара, конструкция которого показана на рис. 10. Нормальные силы определяются от

веса покрытия и стенки.

1. Вес покрытия.

Покрытие резервуара выполнено из квадратных в плане панелей размером 4,5x4,5 м. Панель окаймлена по

контуру ребрами и опирается непосредственно на колонны.

Толщина плиты 10 см.

Высота ребер 40 см.

Ширина ребер:

 на уровне низа плиты 20 см;

 по низу 15 см.

а) Нагрузка от веса железобетонных панелей на 1 м

 







































5,45,4

25005,4

15,020,0

1,04,045,45,41,01,1

402 кгс/м

1,1





б) Цементная стяжка: 0,025

2200







кгс/м

; 3,1





в) Гидроизоляционный ковер: 10





кгс/м

; 3,1





Расчетная равномерно распределенная нагрузка по площади покрытия: 402 + 72 + 13 = 487 кгс/м

Давление на 1 пог.м основания стенки от веса покрытия: 487 1096

5,4

 кгс/пог.м = 1,096 тс/пог.м .

2. Нагрузка от веса стенки: 1,1

2112

2500





кгс/пог.м; 1,1





3. Нагрузка от веса торкретной штукатурки:

 наружной – 40 мм (вариант стержневой арматуры);

 внутренней – 20 мм.





82422008,402,004,03,1









кгс/пог.м; 3,1





Нагрузка от веса стенки с штукатуркой

2112 + 824 = 2936 кгс/пог.м = 2,936 тс/пог.м.

Нормальное усилие от веса покрытия и стенки

03,4032,4936,2096,1













cтпокр

NNN тс/пог.м.

Сила трения

02,25,003,4











fNQ

тр

тс/пог.м,

где f =0,5 – при заполнении шва битумной мастикой.

Проверяем условие

тр





max

=5,28 тс/м (см. табл.2).

т =1,08 (см. подраздел 3.1.1).

44,2

08,12

28,5

max







 т

тс/м.

02,2



тр

Q тс/м < 2,44 тс/м – условие удовлетворяется.

Б. Определение кольцевых растягивающих усилий.

Кольцевые растягивающие усилия с учетом сил трения определяем по формуле (4.2):





тр

от

QrтNN .

Разбивку стенки на зоны сохраняем такой же, как и при жестком защемлении (см. рис.14). Для каждой зоны

определяем усилия. Вычисление усилий сводим в табл.10.

Таблица 10

Кольцевые растягивающие усилия с учетом сил трения







тр

Qrт

Номер сечения

(от верха

стенки), м

(от низа

стенки), м

от

тс









02,2



тр

тс/м

тс кН

І 0,4 4,4 3,96 4,75 0,003 0,012 3,95 38,75

ІІ 1,3 3,5 12,87

3,78 -0,0177

-0,695 13,57

133,12

ІІІ 2,3 2,5 22,77

2,70 -0,0608

-2,388 25,16

246,82

ІV 3,3 1,5 32,67

1,62 -0,0059

-0,232 32,90

322,75

V 4,3 0,5 42,67

0,54 0,4927 19,348 23,32

228,77

VI 4,8 0,0 47,52

0,00 1,0000 39,269 8,25 80,93

Случай 2. Резервуар засыпан грунтом.

А. Определение сил трения.

При определении величины нормальной силы для этого случая необходимо к нагрузке N

(случай 1)

дополнительно добавить нагрузку, находящуюся на покрытии (вес засыпки грунтом, временную нагрузку).

Пример.

Нормальное усилие – случай 1.

= 4,03 тс/пог.м.

Вес от засыпки грунтом:

1,15

1955

1700





кгс/м

; 15,1





Расчетная временная равномерно распределенная нагрузка:

1,4

3920

2800





кгс/м

; 4,1





Итого: 1955 + 3920 = 5875 кгс/м

Давление на 1 пог.м основания стенки

5875 13219

5,4

 кгс/пог.м = 13,22 тс/пог.м.

Полное нормальное усилие

= 4,03 + 13,22 = 17,25 тс/пог.м.

Сила трения

63,85,025,17







тр

Q тс/пог.м.

Б. Определение изгибающих моментов, действующих в вертикальной плоскости стенки.

Меридиональный максимальный изгибающий момент в стенке резервуара определяется по формуле (4.4).

max





тр

Согласно табл. 1

3223,0

max





;





Тогда

74,0

08,1

8,0





м ( от низа стенки).

Величина максимального изгибающего момента равна

58,23223,0

08,1

63,8

M т



пог.м.

Обращаем внимание, что местоположение сечения по высоте стенки резервуара, в котором действует

наибольший изгибающий момент, может быть определено и по эмпирической формуле

72,016,096,06,0 



rх м.

Меридиональный изгибающий момент учитывается при расчете площади сечения вертикальной арматуры стенки

резервуара. Дальнейший расчет резервуара выполняется аналогично расчету для варианта жесткого соединения

стенки с днищем.

Библиографический список

1.Байков В.Н. Железобетонные конструкции. Общий курс/В.Н. Байков. – М.: Стройиздат, 1991.

2.Бондаренко В.М. Железобетонные и каменные конструкции/В.М. Бондаренко. – М.: Высшая школа, 2002.

3.Величкин А.П. Справочник проектировщика инженерных сооружений/А.П. Величкин. – Киев: Будивельник,

1973.

4.СНиП 2.03.01-84*. Бетонные и железобетонные конструкции. Нормы проектирования. – М., 1989.

5. СНиП 2.01.07-85. Нагрузки и воздействия. – М., 1985.

6.Сычев В.И. Унификация железобетонных инженерных сооружений/В.И. Сычев. – М.: Стройиздат, 1971.

Рис. 1. Цилиндрический железобетонный резервуар

Рис. 2.Типы сборных покрытий цилиндрических резервуаров:

апокрытие из плоских плит; бпокрытие из трапециевидных плит

Рис.3. Цилиндрический резервуар с безбалочным перекрытием

Кельнер А.Г. Проектирование сборного железобетонного ци­линдрического резервуара. 2011 г

Подождите немного. Документ загружается.

Кельнер А.Г. Проектирование сборного железобетонного цилиндрического резервуара. 2011 г