Оценка железобетонных цилиндрических резервуаров с однослойными стенками Академическая исследовательская работа по теме «Гражданское строительство» 002 Procedía Engineering 150 (2016) 1919-1925
Procedía Engineering
www.elsevier.com/locate/procedia
Международная конференция по промышленной инженерии, МКПП 2016
Оценка железобетонных цилиндров водохранилища с
Стены однослойные
В.Н. Аксенова, Ву Ле Куена, Е.В. Trufanovaa*
a Ростовский государственный строительный университет, Социалистическая, 162, Ростов-на-Дону, 344022, Россия
Abstract
Резервуары широко используются для хранения сжиженного природного газа (СПГ). Они получили широкое распространение с 30-х годов прошлого века, когда была применена низкотемпературная технология, или суперохлаждение, для первого крупномасштабного экспериментального сжижения природного газа, а в Кливленде, штат Огайо, был построен завод по сжижению. Полученный сжиженный природный газ хранили в резервуарах при атмосферном давлении.
После 19Энергетический кризис 70-х годов, когда цены на энергоносители взлетели до небес, производство и продажа СПГ стали более прибыльными, что дало большой толчок развитию отрасли СПГ в целом и резервуаров для хранения СПГ в частности, так как возникла необходимость хранения все больших объемов СПГ. В последние годы наблюдается сильный рост потребления СПГ в различных странах, что позволяет решить вопрос поставки природного газа в отдаленные и труднодоступные районы, где строительство газопроводов технически сложно и экономически нецелесообразно.
© 2016 Авторы. Опубликовано ElsevierLtd. Это статья в открытом доступе по лицензии CC BY-NC-ND
(http://creativecommons.Org/licenses/by-nc-nd/4.0/).
Рецензирование под ответственность оргкомитета МКПП 2016
Ключевые слова: водоемы; армирование; конкретный; методы расчета; однослойная стенка
1. Введение
Надземные резервуары для хранения сжиженного природного газа (СПГ) подвергаются сначала действию внутренних напряжений: гидростатического давления жидкой фазы и избыточного давления газовой фазы СПГ [1] .
* Автор, ответственный за переписку. Тел.: +7-632-201-9031. Электронный адрес: [email protected]
1877-7058 © 2016 Авторы. Опубликовано Elsevier Ltd. Это статья в открытом доступе по лицензии CC BY-NC-ND
(http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/).
Рецензия под ответственность оргкомитета МКПП 2016
doi:10.1016/j.proeng.2016.07.192
состоит из наружной несущей оболочки из предварительно напряженного бетона (рис. 1). Опорная плита принята толщиной 1800 мм в основной части перехода до 2100 мм у наружных стен (наружное кольцо). Толщина вертикальных стен 750 мм от уровня 7.
Рис. 1. Геометрический внешний контур (несущий) корпуса железобетонного резервуара емкостью 200 тыс. м3 СПГ
СПГ Гидростатическое давление определяется как обычная жидкость [3] по закону Архимеда: pg = pgh .
При наполненном резервуаре высота столба жидкости h=34,61 м. Средняя плотность сжиженного природного газа находится в пределах 430-470 кг/м3. Тогда максимальное расчетное давление на дно и стенки на границе с основанием составляет (рис.
2):
пг = 470 кг/м39,81 м/с234,61 м = 159576,3 Н/м2 = 159,58 кПа.
Избыточное давление газовой фазы принимается в зависимости от принятых технологических решений и считается для пласта 5-25 кПа (рабочее давление). Расчетное давление в соответствии с техническим заданием: pгр=29кПа. это давление действует на всю внутреннюю плоскость резервуара и при наполненной емкости складывается с гидростатическим давлением p = pg + pgr (рис. 2).
Расчет железобетонной оболочки проводился в пространственной постановке задачи методом конечных элементов. Стенки и дно, а также купол резервуара были разделены на мелкоячеистый конечный элемент оболочкового типа. Каждый отдельный элемент имеет пять степеней свободы и может воспринимать мембранные силы и ox ay, изгибающие моменты в двух плоскостях — Mx n My и поперечные силы Qx и Qy, касательные напряжения xxy и крутящий момент в плоскости оболочки Mxy [4] (рис. 3). Такой подход к задаче по сравнению с известными ручными методами имеет более высокую степень подобия модельного поведения реальной конструкции и позволяет учесть при анализе напряженно-деформированного состояния системы все особенности ее работы.
Расчет выполнен с использованием программного комплекса Лира-САПР, позволяющего решать задачи в упругой («линейной») постановке, и «нелинейной» постановке с учетом бетонных работ в конструкциях [5]. Реализация
нелинейного расчета производится в соответствии с рекомендациями Свода [6] путем выполнения этапа расчета итерационным образом. Свойства бетона и особенности его работы под нагрузкой в этом расчете учитываются путем определения диаграмм деформаций для бетона и для арматуры. В программе введены кусочно-линейные и экспоненциальные зависимости.
Рис. 2 Полное давление в резервуаре
Рис. 3 Силы, действующие в элементах обечайки
Расчет наружной несущей оболочки резервуара выполнен в сертифицированном программном комплексе Лира-САПР2015 [7]. В программном комплексе решение задач механики осуществляется методом конечных элементов, реализованным методом перемещений. В этом случае исходными данными для расчета является матрица жесткости конструкции
и вектор нагрузок.
Желаемое разрешение зависит от движения [5]. Пространственная модель резервуара состоит из конечных элементов типа «оболочка» с 5 степенями свободы. Размер конечного элемента варьировался от 300 до 750 мм. В схеме отсутствуют плохо обусловленные и вырожденные элементы в виде сильно вытянутых прямоугольников или треугольников с углом менее 10…15°. Таблица используемых типов жесткости приведена ниже. Общий вид схемы и ее фрагменты показаны на рис. 4.9.0003
Таблица 1. Схема ребер жесткости
Тип жесткости Наименование Варианты (сечения-(см) жесткость-(кН,м) разд. вес-(кН,м))
1 Плита H 180 (Фундамент) E=3.95e+0 07,V=0.2,H=180,Ro=25
2 Пластина H 75 (цилиндр) E=3.95e+007,V=0.2,H=75,Ro=25
3 Пластина H 81.5 (цилиндр) E=3.95e+007,V=0.2,H=81.5,Ro= 25
4 Пластина H 88 (цилиндр) E=3,95e+007,V=0,2,H=88,Ro=25
5 Пластина H 94,5 (цилиндр) E=3,95e+007,V=0,2,H=94,5,Ro=25
6 Пластина H 101 (цилиндр) E=3,95e+007,V=0,2,H=101,Ro=25
7 Пластина H 107 (цилиндр) E=3,95e+007,V=0,2,H =107,5,Ro=25
8 Пластина H 114 (цилиндр) E=3,95e+007,V=0,2,H=114,Ro=25
9 Пластина H 120 (цилиндр) E=3,95e+007,V=0,2,H=120,5,Ro=25 900 03
10 Плита H 127 (цилиндр) E=3.
95e+007,V=0.2,H=127,Ro=25
11 Плита H 133 (цилиндр) E=3.95e+007,V=0.2,H=133.5,Ro=25
12 Плита H 140 (цилиндр) E=3.95e+007,V=0.2,H=140,Ro=25
14 Пластина H 60 (Купол) E=3.95e+007,V=0.2,H=60,Ro=25
17 Пластина H 150 (Кольцевой луч) E=3.95e+007,V=0.2,H=150,Ro=25
Интенсивность и характер предшествующего напряжения якоря были определены путем выполнения нескольких предварительных расчетов. Первый шаг: расчет резервуара без предварительного напряжения арматуры и расчет кольцевых напряжений вола.
Стенки натянуты почти на всю высоту резервуара. Максимальное напряжение ox, max = 8005 кПа, возникает немного ниже средних по высоте стенок. Растягивающее усилие в поперечном сечении для условной полосы высотой 1 м равно: 9Nmax
Предварительно определим площадь предварительного напряжения стали на высоте 1 м стены:
Ар = Nmax/asp2 = 6,004 МН/1100 МПа = 0,005458 м2 = 54,6 см2,
где osp2 — величина предварительного напряжения с учетом полных потерь предварительного напряжения, в первом приближении принимается 1100 МПа.
По техническим причинам, согласно полученной величине площади армирования, предварительно напряженную арматуру выполняют в виде балок К1700 из семипроволочных канатов диаметром 15,2 мм по ГОСТ Р 53772-2010 [8] . Для одной веревки As=1,39СМ2.Принять 31 канат в балке с шагом балок 750 мм. Площадь поперечного сечения балки: Asp = 31 ■ 1,39 = 43,09 см2. В этом случае площадь предварительно напряженной арматуры 1 МП стены составляет 43,09 см2/м = 0,75 57,45 см2/м.
Величина предварительного напряжения тросов должна быть не более 0,8 ■ Rs, n = 0,8 ■ 1700 МПа = 1360 МПа. Принимаем asp = 1300 МПа. После расчета потерь предварительного напряжения в соответствии с положениями СП [6] получаем:
полная стоимость первых потерь: ;
полная стоимость первой и второй потери:.
Тогда напрягаемая арматура с учетом суммы потерь на предварительное напряжение составляет:
в соответствии с сложившейся величиной в первом приближении.
По окончании первого этапа расчетные данные кабелей вводились в расчетную схему в виде стержней эквивалентного диаметра деф, расположенных с шагом 750 мм.
Диаметр стержневого эквивалента пучка канатов 31х25,2 мм составляет:
На втором этапе определено количество предварительно напряженной арматуры в кольцевой балке. Для этого были проанализированы напряжения в куполе и усилия в кольцевой балке.
Анализ показал, что под собственным весом купол испытывает сжимающие меридиональные и растягивающие кольцевые напряжения, ox = +3568,7 кПа и oy = -1313,8 кПа соответственно. Кольцевая балка растягивается с усилием N = +19157 кН. От действия перенапряжения знаки изменения давления составляют соответственно ox = -5606,5 кПа oy = 2222,5 кПа, N = -30309p(2) = 1300 — 236,3 = 1063,7 МПа,
Asp = (N + A10)tasp2 = (19,157 + 3,21,510)/1063,7 = 0,06314 = 631,4.
В результате предварительного напряжения кольцевых балок удалось избежать растягивающих напряжений в конструкции кровли резервуара от действия постоянных нагрузок. Но на стадии эксплуатации растягивающие напряжения в железобетонном куполе в окружном направлении составили ох = 1,9 МПа, что выше расчетного сопротивления растяжению бетона В60: Rbт = 1,8 МПа.
Для предотвращения образования трещин в куполе мы уменьшаем площадь предварительно напряженной арматуры на 26%.
Эта интенсивность предварительно напряженных кольцевых балок удовлетворяет заявленным целям. Растягивающие напряжения в куполе в худшем случае не превышают расчетного сопротивления бетона Rbt. Максимальные сжимающие напряжения составили: ox = 8874 кПа и oy = 1445,6 кПа.
Примем для армирования кольцевой балки в первом приближении Asp = 467,2 см2, что соответствует шести пучкам 55-ти канатов диаметром 15,7 мм. Текущая площадь луча 1,5 см2 ■ 55 = 82,5 см2. Суммарная площадь кольцевых балок предварительно напряженной арматуры: Asp = 495 см2.
Третий этап расчета — создание линейной расчетной модели на основе ранее принятых решений о расположении канатов, их размерах и величине предварительного напряжения. Преднапряжение изменило характер деформирования стенок резервуара. Если максимальные свободные от растяжения резервуара радиальные деформации приходятся на нижнюю треть высоты стенок, то после предварительного сжатия максимум смещается непосредственно на покрытие, приходящееся на кольцевую балку.
Очевидно, что изменение напряжений и деформаций в узле может быть достигнуто за счет уменьшения или увеличения сжатия кольцевой балки. Кольцевые растягивающие напряжения в стенках уменьшились с 8 МПа до безопасных 1,2 МПа. Вертикальное напряжение изменилось незначительно.
Значительно уменьшен изгибающий момент Mx в стене непосредственно над местом сопряжения с фундаментной плитой. Если ранее пиковое значение крутящего момента достигало 871,7 (кН■м)/м, то после введения моментов предварительное напряжение уменьшилось до 247,4 (кН■м)/м и была растянута наружная грань стенки. Вертикальные моменты My в приопорной зоне над фундаментом также уменьшились с 2018,7 (кН ■ м)/м до -785,6 (кН ■ м)/м
Сравнение графиков My позволяет сделать вывод, что при эксплуатации пласта напорной ступени действия СПГ возникает существенный изгибающий момент в вертикальной плоскости на границе раздела со стенками покрытия купола. My = 801,4 (кН ■ м)/м при напоре СПГ-счета. В этот момент можно уменьшить площадь регулировочных канатов кольцевой балки или величину их предварительного напряжения.
Мой значимый момент также возникает в стенке опорной плиты, когда резервуар пуст: My = 6011 (кН ■ м)/м. Очевидно, что причиной сложившейся ситуации является герметичность стен в фундаменте и работа предварительно напряженных тросов, обжимающих стену при отсутствии обратной нагрузки сжиженным природным газом. Для повышения эффективности проектирования необходимо сократить это время за счет пересмотра схемы армирования стен высокопрочными предварительно напряженными тросами.
2. Заключение
Таким образом, анализ результатов, полученных на третьем этапе моделирования, показал, что принятая схема предварительного напряжения стен и кольцевой балки позволила значительно снизить растягивающие напряжения в железобетонных конструкциях, несущих обечайку резервуара, хотя в схеме присутствуют пиковые моменты в стенах на границе раздела с опорной плитой, покрытием купола, которые можно уменьшить за счет выбора более рациональной схемы расположения предварительно напряженной арматуры, возможной корректировки предварительного напряжения.
На заключительном этапе произведена корректировка расстановки предварительно напряженной арматуры в соответствии с данными, полученными на третьем этапе. Так, с целью снижения пускового момента в месте стыка стенок резервуара с фундаментной плитой, возникающего в результате действия постоянных нагрузок и сил, шаг предварительного обжатия каната на участке стены высотой 5 м был увеличен до 1500 мм. Помимо очевидной экономии предварительно напряженной арматуры (6%), это привело к уменьшению изгибающих моментов в нижней части стены. Максимальные растягивающие напряжения увеличиваются до ох = 1,5 МПа, но не превышают Rbt = 1,8 МПа.
Получен в результате предложенной осадки бетонной оболочкой конструкции резервуара, показанной на рис. 5. Используемые материалы: тяжелый бетон В60; класс предварительно напряженной арматуры К 1700, величина предварительного напряжения осп = 1300 МПа; с учетом всех потерь oсп, 2 = 1063,7 МПа.
Рис. 5. Схема армирования стен и кольцевой балки.
Литература
[1] Едигаров С.Г., Бобровский С.А. Проектирование и эксплуатация нефтебаз и хранилищ. Лоно, Москва, 1973.
[2] Т. Нисидзаки, Крупнейший в мире надземный резервуар для хранения СПГ с использованием ПК, включающий новейшие технологии — снижение стоимости строительства и сокращение периода работ за счет использования новых методов строительства, в: Proc. Тринадцатой международной конференции и выставки по сжиженному природному газу, IGUIIRGTI. (2001) ПС6-4.1-ПС6-4.11.
[3] РТМ 23-303-78, Резервуары изотермические сжиженной углекислоты, Нормы и методы расчета, МБП ВНИИПТхимнефтеаппаратуры,
Волгоград, 1979.
[4] А.С. Городецкий, И.Д. Евзеров, Компьютерные модели конструкций, изд-во Факт, Киев, 2005.
[5] М.С. Барабаш, Компьютерные модели процессов жизненного цикла строительных объектов, изд-во Факт, Киев, 2014.
[6] СР 63.13330.2012, Бетонные и железобетонные конструкции, Основные положения, Электронная библиотека Строительство, Москва, 2012.