Совершенствование конструктивных решений подкранового комплекса Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

УДК 624.953:624.046.03

ПРОБЛЕМЫ УСТОЙЧИВОСТИ СТАЛЬНЫХ ВЕРТИКАЛЬНЫХ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ РЕЗЕРВУАРОВ В ЗАДАЧАХ ТЕХНИЧЕСКОЙ ДИАГНОСТИКИ

Е. А. Егоров, д. т. н., проф., Б. Г. Исмагулов, к. т. н., Ю. В. Федоряка, к. т. н.

Ключевые слова: вертикальные резервуары, геометрические несовершенства, ветровая нагрузка, потеря устойчивости, деформативностъ.

Введение. В практике эксплуатации стальных вертикальных цилиндрических резервуаров -наиболее распространенных нефтехранилищ наземного типа - случаи ярко выраженной потери устойчивости очень редки, если не считать аварий, связанных с грубыми нарушениями режимов эксплуатации или контрольных испытаний резервуара вакуумом. По-видимому, именно этим объясняется тот факт, что в отечественной литературе сравнительно мало места уделяется указанной проблеме и в инженерных методах оценки устойчивости стальных резервуаров до сегодняшнего дня остается много спорных вопросов.

Вместе с тем проблема устойчивости стоит для резервуаров очень остро и во многих случаях требует дальнейших, более глубоких и детальных исследований. Во-первых, это подтверждается анализом некоторых аварий, имевших место при испытаниях резервуаров вакуумом. Он показывает, что, несмотря на имевшие место нарушения режимов испытаний, условия потери устойчивости вполне соответствовали расчетным ситуациям, которые могли бы возникнуть и при нормальной эксплуатации. Во-вторых, очень много проблем с оценкой устойчивости возникает в задачах диагностики технического состояния, т. е., в случаях, когда требуется индивидуальная оценка устойчивости резервуаров, находящихся в эксплуатации с их конкретными геометрическими параметрами, дефектами и повреждениями. Именно с этих позиций рассматриваемые в данной статье вопросы имеют особую актуальность.

Состояние вопроса. Конструктивные особенности стальных вертикальных цилиндрических резервуаров таковы, что наиболее уязвимым элементом с позиций устойчивости (как и с позиций прочности) является вертикально расположенная цилиндрическая стенка резервуара. Это главный конструктивный элемент, обеспечивающий способность резервуара воспринимать давление хранимого продукта. В расчетном плане цилиндрическая стенка представляет собой очень тонкостенную цилиндрическую оболочку, которая в процессе эксплуатации подвергается воздействию целого комплекса сжимающих нагрузок (собственный вес конструкций, ветер, снег, вакуум). Для таких случаев нагружения цилиндрических оболочек в проектных нормах [5] предусматривается проверка устойчивости по формуле:

СТ1 ст2

, (1)

<сг1 <сг 2

где <1, ст 2 - напряжения от действия, соответственно, продольных и кольцевых нагрузок;

<сг1' <сг2 - критические продольные и кольцевые напряжения; у с - коэффициент условий работы.

Применение данной формулы связано с целым рядом спорных моментов, которые, по крайней мере, в задачах диагностики требуют своего решения. Один из главных таких моментов состоит в том, что поверхность цилиндрической стенки резервуара всегда имеет различного рода начальные отклонения от формы правильного цилиндра. Нужно отметить, что такие несовершенства в той или иной мере имеют место во всех таких (крупногабаритные тонкостенные оболочки) конструкциях. Это является общепризнанным фактом и предметом многочисленных исследований [1-4]. В действующих нормах проектирования [5; 6] указанный факт учитывается путем введения в классические условия устойчивости понижающих коэффициентов, значения которых определены для статистически вероятных несовершенств. Но, очевидно, что такой подход оказывается неприемлемым для индивидуальных оценок технического состояния. В нормативных документах, регламентирующих правила оценки технического состояния резервуаров [7-9], критериями допустимости имеющихся в резервуаре несовершенств являются фиксированные технические допуски, назначение которых не имеет должной научной аргументации.

Второй спорный момент касается учета ветровой нагрузки. В формуле (1) ветер учитывается как эквивалентный вакуум в то время, как в действительности, согласно [10], распределение ветровой нагрузки не является равномерным по периметру резервуара.

Для реализации (1) <2 и <сг2 определяются как для оболочки постоянной толщины. Вместе с

тем в большинстве случаев цилиндрическая стенка вертикальных резервуаров проектируется из

поясов разной толщины. Приведение ступенчато разнотолщинной оболочки к оболочке с эквивалентной толщиной стенки предлагается осуществлять различными способами [6; 11-13], многие из которых, в том числе и те, которые приняты в нормах проектирования, не обеспечивают запас по устойчивости.

Указанные выше проблемы являлись предметом исследований, выполненных авторами данной статьи.

Изложение сути исследований. Проблема устойчивости рассматривается здесь с позиций задач диагностики, когда расчетные оценки должны быть максимально приближены к конкретным параметрам диагностируемых объектов. Последнее означает, что оценка устойчивости должна осуществляться на основе фактической толщины поясов цилиндрической стенки (с учетом погрешностей проката листовой стали, а также коррозионного износа), реальной геометрии цилиндрической стенки (с учетом всех имеющихся отклонений ее поверхности от формы правильного цилиндра), а также реально действующих нагрузок (в первую очередь вакуума и ветра).

1. Устойчивость резервуаров при действии ветровой загрузки. С позиций задач диагностики основная проблема состоит здесь в том, что в действующих нормах проектирования [10] действительное распределение ветровой нагрузки по поверхности цилиндрической стенки резервуара заменяется эквивалентным вакуумом, значение которого определяется по формуле:

Чеч = км ' Чм, (2)

где - максимальная величина активной части ветровой нагрузки.

При этом коэффициент преобразования км во всех случаях, независимо от параметров резервуаров и действительного распределения ветровой нагрузки, принимается равным 0.5.

С физической точки зрения замена ветрового давления эквивалентным равномерным внешним давлением должна осуществляться из условия обеспечения равноустойчивости при указанных воздействиях. То есть, коэффициент км в (2) должен определяться соотношением:

км = Чет / Четм , (3)

где чет - критическое равномерное внешнее давление; Четм - параметр критического ветрового давления.

При этом представляется не совсем правомерным считать км константой, поскольку, во-первых, согласно теоретическим представлениям должна существовать зависимость параметра критической ветровой нагрузки от того, в какой степени ширина зоны сжатия цилиндрической стенки ветровой нагрузкой резонирует с длиной волны собственной формы потери устойчивости, во-вторых, приведение любого распределения к равномерному безусловно должно зависеть от конкретного вида этого распределения, а характер ветрового давления в каждом конкретном случае зависит от целого ряда факторов (в том числе и от взаимного расположения резервуаров на нефтебазе) и может быть существенно различным, см., например, [13].

В Еврокоде [14] значения км не являются константой и определяются по формуле:

к = 0,46 •

( I-

1 + 0,1 •, ^ Т ч V® {

(4)

где - коэффициент, зависящий от условий закрепления краев цилиндрической стенки; ® = Н/- безразмерный параметр геометрии оболочки (цилиндрической стенки).

В (4) км определяются в зависимости от основных параметров цилиндрической оболочки, однако по-прежнему никак не связываются с конкретным законом распределения ветровой нагрузки, т. е., они определены для какого-то фиксированного распределения, заложенного в нормах проектирования.

С учетом указанных обстоятельств, была поставлена задача исследовать особенности поведения цилиндрической стенки стального вертикального цилиндрического резервуара при действии фактического (без приведения к равномерному) давления ветрового типа, которое в принципе может изменяться по любому характерному для ветровой нагрузки закону.

Исследования проводились по результатам решения линейной (задача бифуркации) и нелинейной (задача определения предельной нагрузки) задач устойчивости. Исследуемые параметры оболочек соответствовали диапазону параметров типовых решений стальных вертикальных цилиндрических резервуаров: т/1 = 1 500, 3 000;

X = Н2/т • ^•л] 1 — Ц2 = 1000^3 000. Решение осуществлялось с использованием программного

комплекса «Лира 9.2». В данной статье рассматриваются некоторые результаты, полученные только для ветрового давления, распределение которого принято согласно действующим строительным нормам [10] (см. рис. 2).

*

В таблице приведены значения критических а (линейное решение) и предельных а

етм

(нелинейное решение) значений параметра ветрового давления, полученных при шарнирном и жестком закреплениях краев оболочки.

Таблица

*

Значения критических параметров ветрового давления (а и а ), кПа,

етм етм

полученных из линейного и нелинейного решений

т /1 X Шарнир Заделка

а етм * а етм а етм * а етм

1500 1000 3,20 3,18 4,38 4,57

2000 2,26 2,24 3,20 3,24

3000 1,94 1,86 2,65 2,66

3000 1000 0,75 0,78 1,02 1,10

2000 0,5 0,55 0,70 0,81

3000 0,44 0,45 0,62 0,65

Сравнение результатов линейного и нелинейного решений показывает, что различия

*

критических а и предельных а значений ветрового давления не превышают 5-1 0%. При этом,

етм етм

*

как видно из таблицы, более низким может оказаться как а , так и а . Отсюда следует, что в

етм етм

общем случае для получения надежной оценки устойчивости необходимо проведение линейного и нелинейного анализа.

Приведенные на рисунке 1 графики показывают, что км существенно зависит от основных геометрических параметров цилиндрической стенки резервуаров и может изменяться от 0,77 до 0,92. По (6) для таких же оболочек значения км получаются равными от 0,65 до 1,0.

0,85

0,83

0,81

0,79

0,77

----------- . ^ \ 1

1000

2000 /1=15 00-лин. 71=15 00-нелин.

3001?

0,93 Ки

0,89 -0,85 0,81 0,77

V ■—-_,

______— ■ г^Ы у

■ч ~--4 / У'

гД=ТУМУ-лин. г/1=1500-нелнн. б

г зооо

Рис. 1. Значения коэффициента км, полученные из линейного и нелинейного решений: а - шарнирное опирание; б - жесткая заделка

Анализ результатов показывает, что изменяются не только значения км, но и форма деформирования цилиндрической стенки.

На рисунке 2 видно, что в центре зоны активного ветрового давления (наветренная сторона) в одних случаях может образовываться вмятина, в других - выпучина. То есть, изменение масштабности сопровождается в данном случае не только количественными, но и качественными изменениями в поведении оболочек.

а

б

Рис. 2. Формы потери устойчивости оболочек с г /1 = 3000: а - 2 = 2000; б - 2 = 3000

Заслуживает внимания и характерный вид кривых деформирования в координатах «нагрузка-прогиб». На рисунке 3 показаны такие кривые, полученные нелинейным решением. Кривые 1, 2 являются кривыми деформирования оболочки правильной формы до и после достижения верхней предельной точки. Кривая 1 показывает развитие наибольшей образовавшейся вмятины, а кривая 2 - развитие выпучины.

а

Для всех исследованных параметров цилиндрической стенки резервуаров на кривых закритического деформирования отчетливо прослеживается верхняя и нижняя предельные точки,

соответствующие верхней qввrw и нижней критическим нагрузкам, при этом во всех случаях за нижней предельной точкой имеет место возрастающий участок кривой деформирования. Значения

приблизительно соответствует начальным параметрам отклонений в натурных резервуарах.

Это позволяет сделать вывод о том, что процесс деформирования имеет в целом устойчивый характер, а сама по себе ветровая нагрузка не представляет особой опасности для общей потери устойчивости. С другой стороны, возникновение больших прогибов может сопровождаться развитием местных пластических деформаций. Поэтому в инженерных расчетах в качестве

предельного значения параметра ветровой нагрузки предлагается принимать qвrw. В каждом же конкретном случае решение задач устойчивости в диагностических оценках технического состояния стальных резервуаров требует проведения линейного и нелинейного анализа с учетом рассмотренных в данной статье особенностей геометрии цилиндрической стенки и действующих нагрузок.

2. Устойчивость резервуаров при наличии геометрических несовершенств поверхности цилиндрической стенки. Исследования, посвященные влиянию несовершенств геометрии на устойчивость тонкостенных оболочек, являются одной из актуальнейших и сложнейших проблем теории устойчивости оболочек и имеют более чем вековую историю. Получено огромное количество результатов, разработано много различных алгоритмов [1-4]. Однако оценка устойчивости какого-либо конкретного объекта в виде тонкостенной оболочки с начальными геометрическими несовершенствами сопряжена с целым рядом трудностей из-за большого количества факторов, роль которых в рассматриваемых задачах остается неопределенной. К таким сооружениям относятся и стальные вертикальные цилиндрические резервуары. Большие габариты, высокая тонкостенность, неизбежные начальные несовершенства, в несколько раз превышающие толщину стенки, а также наличие обширного поля сварочных напряжений, по существу, исключают возможность строгого решения рассматриваемой проблемы. В связи с этим в данном случае расчетные оценки строились на базе активного применения асимптотических методов.

Здесь рассматривается возможность учета несовершенств геометрии в оценках устойчивости резервуаров при действии вакуума и ветрового давления, т. е. уточняется второе слагаемое в общем условии (1).

Использовался алгоритм, предложенный в [15], и состоящий в следующем. Для оболочки идеально правильной формы с заданными параметрами геометрии (радиус г, толщина ^, высота Н цилиндрической стенки резервуара) строится кривая 1 закритического (за точкой потери устойчивости) деформирования (см. рис. 4). Затем для такой же оболочки, но уже с действительной геометрией, т. е. с наличием всех имеющихся дефектов геометрии, строится начальный участок 2 кривой деформирования, который затем с помощью асимптотической аппроксимации сопрягается (участок 3) с кривой 1. Предельная точка участка 3 рассматривается в качестве расчетной оценки критической или предельной (в данном случае это не имеет значения) величины внешнего давления.

Надежность применения такого алгоритма обеспечивается тем, что кривая 1 строится в общем случае для цилиндрической оболочки, теряющей устойчивость по одной локальной вмятине, и, согласно [16], в таком случае ее можно считать нижней из всех возможных кривых равновесных состояний оболочки с заданными параметрами.

Основная задача приложения рассмотренного выше алгоритма к стальным резервуарам сводилась к построению начального участка 2 деформирования их цилиндрической стенки. В задачах диагностики такой участок строится с учетом действительной геометрии рассматриваемого резервуара на основе решения линейной задачи деформирования. Последнее правомерно, поскольку речь идет о начальном этапе деформирования при значении внешнего давления не более 0,1 Лвг.

прогибов при достижении нижней предельной точки изменяются в диапазоне

Я

0,1 -Я---

Рис. 4. Схема определения предельного внешнего давления

Дефекты геометрической формы применительно к стальным вертикальным цилиндрическим резервуарам неоднократно рассматривались и анализировались в технической литературе [17; 18]. Однако обычно они представлялись как отклонения образующих от вертикали. В таком представлении они не могли использоваться в расчетных оценках и поэтому нормативные ограничения на величину возможных отклонений поверхности цилиндрической стенки от вертикали назначались весьма условно (данное положение имеет место и в ныне действующих нормах проектирования и диагностики стальных резервуаров рассматриваемого вида). В данном случае действительная геометрия представлялась в виде отклонений поверхности цилиндрической стенки резервуара от срединной поверхности правильного цилиндра. Такие отклонения определяются соответствующей обработкой данных по тем же обмерам отклонений образующих цилиндрической стенки от контрольных вертикалей. Аналитически отклонения поверхности цилиндрической стенки резервуара от правильного цилиндра представлялись в виде двойных рядов Фурье:

W1 = Y (AN01cosNv + BN01sinNç);

N=2

w2 = Y (an02cosn) + Bm2sinN ));

N=2

Wk = X (ANokcosNv+BNoksinNv>; (5)

N=2

где An0, Bno — коэффициенты, определяемые гармоническим анализом результатов натурных

обмеров отклонений поверхности цилиндрической стенки от поверхности правильного цилиндра; N — порядковый номер (количество окружных волн) той или иной гармоники, являющейся одной из составляющих действительной геометрии цилиндрической стенки; р — угловая

координата.

Электронная версия действительной геометрии, представленной в двойных рядах Фурье, формировалась в среде «AutoCAD 2005» и затем транспортировалась в среду «Лира 9».

Расчетный участок кривой начального деформирования 2 (см. рис. 4), строился для нагрузки Л = 0,1 • Лсг по самому деформативному участку цилиндрической стенки.

В итоге получено, что применительно к равномерному внешнему давлению (вакууму) во многих случаях действительное значение критического напряжения в кольцевом направлении оказывается в 1,15—1,30 раза больше проектного критического значения, см. (1), которое определяется по формуле:

= 0,55 • E • (r/H) • (t/r)32. (6)

Вместе с тем в отдельных случаях оно может быть и меньше проектного значения, поэтому в каждом конкретном случае требуется проведение рассмотренных выше расчетов.

3. Оценка устойчивости цилиндрических оболочек с разнотолщинными по высоте участками. Устойчивость стальных вертикальных цилиндрических резервуаров наземного типа так или иначе сводится к устойчивости их цилиндрической стенки. В большинстве случаев

цилиндрическая стенка резервуаров рассматриваемого вида состоит из поясов разной толщины, т. е. с позиций строительной механики представляет собой оболочку со ступенчато-переменной толщиной стенки. Как уже указывалось, свои корректировки в разнотолщинность отдельных участков (это уже не обязательно пояса) цилиндрической стенки могут вносить погрешности проката и коррозионный износ.

Применение (1) для таких оболочек заставляет условно преобразовывать их в оболочки с постоянной толщиной стенки teqv. Очевидно, что последняя должна определяться так, чтобы

преобразованная оболочка с позиций устойчивости была полностью эквивалентной ее первоначальному прообразу. Различие характерных форм потери устойчивости при воздействии на оболочку внешних нагрузок меридионального и радиального направлений, с одной стороны, и совместное рассмотрение указанных нагрузок в условии (1), с другой, приводит к двойственному представлению эквивалентной (расчетной модели) оболочки в одном и том же условии. А именно, при вычислении в (1) первого слагаемого (эффект воздействия меридиональных нагрузок) действительная оболочка заменяется оболочкой с t = tш¡n, где tш:m — толщина пояса

цилиндрической стенки резервуара с наименьшей толщиной стенки. Здесь это равенство легко аргументируется особенностями возможных форм потери устойчивости и поэтому является общепринятым. Определение teqv для вычисления второго слагаемого (1) является более

проблемным, и на сегодняшний день есть несколько вариантов выполнения этой операции. Так в [5; 6] в качестве эквивалентной рассматривается оболочка усредненной толщины, т. е. teqv = tеp, где

tсp определяется по формуле:

1 "

^ = V 1.(1, • ^), (7)

Ь,=1

где /,, ti — длина и толщина , -го пояса; Ь — общая длина оболочки.

В [11] переход к эквивалентной оболочке осуществляется с принятием той же усредненной толщины teqv = tеp, но с расчетной длиной Ь^, которая определяется по формуле:

ЬеГ = Ь — 0,33(Ь — /0 ), (8)

где /0 — длина верхней части оболочки с толщиной (общая длина участка цилиндрической стенки, включающего пояса с наименьшей толщиной стенки).

Примерно такой же подход предлагается в [12], но здесь принимается teqv = при расчетной

длине:

Ьег =Е Ь ,=1

'шт

V ^ У

(9)

В [14] параметры эквивалентной оболочки Ь^ и teqv определяются по графикам в зависимости

от длин и соотношений толщины поясов оболочки.

Во всех упомянутых выше источниках процедура перехода от действительной оболочки к эквивалентной не раскрывается. Это не позволяет судить об уровне физической обоснованности полученных формул. Кроме того, можно легко заметить, что ни одна из приведенных формул не реагирует на конкретное место расположения того или иного пояса по высоте цилиндрической стенки резервуара, а это обстоятельство, безусловно, должно сказываться на устойчивости оболочки.

Авторами предложено определение teqv осуществлять на основе интегрирования

дифференциального уравнения устойчивости полубезмоментной теории цилиндрических оболочек переменной толщины, которое можно представить в виде:

Е ,д2 ,, чд2Фч Е• ?{х) ,д8Ф „ д6Ф д4Фч ч /86Ф 84Фч п

-И^т^ (х)—ТТ) +-Ч^т (—¡г + 2--^ +-г) + Л- (—г +-г) = 0, (10)

1 — ц2 Кдх2КК ' 8х2' 12 • (1 — М2)Я6 Кдр* дф дф Я3 Кдф6 дф К '

где ч — внешнее равномерное нормальное давление.

Изменение толщины оболочки в продольном направлении можно аналитически представить, используя известную функцию Хевисайда, в виде:

t(х) = ^ + е At • [Н (х — Х1) — Н (х — X2)]; (11)

где:

H (x - Xt) = 0 при x < Xi; 1 при x > Xi, e= 1.

Принимая граничные условия, соответствующие шарнирному закреплению торцов, т.е.:

дФ д 2Ф

-= —- = 0 при x = 0, L, (12)

дх dx2

и представляя Ф в виде:

Ф = f (x). Sin (пф), (13)

можно получить обыкновенное дифференциальное уравнение четвертого порядка с переменными относительно Х коэффициентами:

E-t0 д4f , 6 E.At гд4f

д 3f

+ 6---[^4~(H(X -X¡) -H(X -X2)) + 2--3'(8(X -X1)-8-(X -X2))J +

дx

1 -v2 дx4 1 -v2 дк*

E

[t03 +6 ((to + At)3 - to3).(H(X - X ¡) - H(X - X2))].n* .(n' -1/ .f -

42

12.(1 -v2)-r6 0

^j-n4 .(n2 - 1).f = 0.

(14)

Данное уравнение при 6= 0, v = 0.3 и (л ■ r /n ■ L) << 1 позволяет получить:

r t -q0 = 0,92. E. (-М-)2, L r

(1-)

что в точности повторяет известную формулу Папковича для критической величины внешнего давления.

Представляя д и / в виде:

Ч = Чо + ^ •/ +е2 • / +...; / = /о +61 •/ +е2 •/ +... , (16)

и проводя с учетом этого некоторые преобразования и интегрирование уравнения (14), можно получить компактную формулу для определения критической величины внешнего давления оболочки со ступенчато переменной толщиной стенки:

Чсг = Чо • (1 + ®), (17)

где:

At

At

At

1

2л

л

со = [4,976 — + 4,374(—)2 +1,46(—)3]-(----Cos--X -Sin — .A).

t

t

t

2L 2л

L

L

(18)

^ q

х

-Ч

к

к

-V-

->г-

Рис. 5. Схема оболочки с разнотолщинными участками

V.

q

Заключение. Рассмотренные в данной статье алгоритмы неоднократно применялись и применяются авторами при проведении работ по диагностике технического состояния резервуаров, а также при разработке проектных решений ремонта стальных резервуаров. В большинстве случаев это позволило выявить имеющиеся резервы устойчивости, а в некоторых случаях это являлось серьезной аргументацией для проведения работ по усилению цилиндрического корпуса резервуара дополнительными стрингерами и ветровыми кольцами жесткости.

t

t

0

r

Результаты проведенных исследований нашли свое отражение при разработке нормативных документов по диагностике технического состояния стальных вертикальных цилиндрических резервуаров.

На рисунке 6 показан один из возможных вариантов повышения устойчивости резервуаров, выполненный по нашему проекту и заключающийся в установке колец жесткости (ветровые кольца) на верхние пояса цилиндрической стенки.

В настоящее время проводятся исследования, уточняющие эффективность применения различных конструктивных методов для повышения устойчивости стальных резервуаров, определения эффективных параметров таких усилений.

Рис. 6. Установка колец жесткости для повышения устойчивости резервуара

ИСПОЛЬЗОВАННАЯ ЛИТЕРАТУРА

1. Арбоч Й. Исследование устойчивости оболочек: теория и практика // Потеря устойчивости и выпучивание конструкций: теория и практика / Под ред. Дж. Ханта. - М. : Наука, 1991. - С. 42-68.

2. Вольмир А. С. Устойчивость деформируемых систем / Вольмир А. С. - М. : Наука, 1967. - 984 с.

3. Койтер В. Т. Устойчивость и закритическое поведение упругих систем / В. Т. Койтер // Механика: Сб. пер. иностр. статей. - 1960. - N 5 (63). - С. 99-100.

4. Исанбаева Ф. С. К теории устойчивости защемленной цилиндрической оболочки при внешнем давлении / Ф. С. Исанбаева // Изв. Казанского филиала АН СССР. Сер. Физико-математические и технические науки. - 1958. - N 12. - С. 149-154.

5. СНиП II-23-81* Стальные конструкции. Нормы проектирования. - М. : ЦИТП Госстроя СССР, 1990. - 96 с.

6. ВБН В 2.2-58.2-94. Резервуари вертикальш сталев1 для збер^ання нафти i нафтопродукпв з тиском насичених парiв не вище 93,3 кПа / Державний Комiтет Укра1ни з нафти i газу. - К., 1994. -95 с.

7. Правила технической эксплуатации резервуаров и инструкции по их ремонту / Госкомнефтепродукт СССР, утв. 26.12.1986 г.

8. Руководство по обследованию и дефектоскопии стальных вертикальных резервуаров (РД-95) / Госкомнефтепродукт России. - Астрахань, 1995. - С. 145.

9. Инструкция по техническому надзору, методам ревизии и отбраковке трубчатых печей, резервуаров, сосудов и аппаратов нефтеперерабатывающих и нефтехимических производств / ИТН-93. - Волгоград, 1995. - С. 189.

10. ДБН В.1.2-2:2006 Нагрузки и воздействия. Нормы проектирования. - Взамен СНиП 2.01.01-85; Введ. 01.01.2007 / Минстрой Украины. - Киев, 2006. - 78 с.

11. Металлические конструкции. Справ. проектировщика / Под ред. ак. Н. П. Мельникова. -М. : Стройиздат, 1980. - 776 с.

12. ПР-001 Правила проектирования и устройства вертикальных цилиндрических стальных резервуаров для нефти и нефтепродуктов. - М. : ЦНИИПСК, 1997. - 75 с.

13. Кшаш Р. I. Аеродинамiчнi до^дження тандему з двох колових цилiндрiв / Р. I. Кшаш, О. €. Копилов // Теорiя i практика будiвництва: Вюник НУ „ЛП". - 2002. - № 441. - С. 8594.

14. CEN/TC 250/SC3/PT4 Eurocode 3: Design of steel structures. Part 1-6: General Rules: Supplementary Rules for Shell Structures. - Brussels : Centr. Secr., 1999. - 83 p.

15. Евкин А. Ю. Новый подход к асимптотическому анализу устойчивости и закритического поведения строго выпуклых пологих оболочек / А. Ю. Евкин. - Днепропетровск : ДИСИ. - 1988. -17 с. - Деп. в УкрНИИНТИ 01.07.88, N 1710.

16. Евкин А. Ю. Закритическое деформирование и оценка устойчивости реальных цилиндрических оболочек при внешнем давлении / А. Ю. Евкин, В. Л. Красовский // Прикладная механика. - 1991. - T. 27. - N 3. - С. 76-83.

17. Сафарян М. К. Исследование геометрической формы стальных вертикальных цилиндрических резервуаров / М. К. Сафарян, Н. М. Писанко // Сб. науч. трудов ВНИ№тройнефть. - 1957. - Вып. IX. - С. 14-23.

18. Сафарян М. К. Металлические резервуары и газгольдеры / М. К. Сафарян. - М. : Недра, 1987. - 200 с.

УДК 624.011.1:378.147.88

СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ КОНСТРУКТИВНЫХ РЕШЕНИЙ ПОДКРАНОВОГО КОМПЛЕКСА

Н. Г. Братусъ, к. т. н., доц., П. В. Янкин, асс.

Ключевые слова: подкрановая балка, узел крепления балки к колонне, крепление подкрановых релъсов, крепление тормозных систем.

Постановка проблемы. Конструкции подкранового комплекса в каркасе промздания являются наиболее уязвимыми элементами. Об этом свидетельствуют:

- дефекты, которые появляются в процессе эксплуатации в подкрановых балках, тормозных конструкциях, узлах крепления балок к колоннам и узлах крепления подкрановых рельсов к балкам;

- огромные средства, затрачиваемые предприятиями на ремонт для поддержания конструкций подкранового комплекса в работоспособном состоянии;

- сотни кандидатских диссертаций и патентов по совершенствованию конструктивных решений балок и уточнению методик их расчета.

Анализ исследований и публикаций. Очевидно, нужно считать, что подкрановая балка является почти машиностроительной конструкцией, требующей к себе чуть больше внимания, чем колонна или ферма.

На кафедре металлических, деревянных и пластмассовых конструкций ГВУЗ ПГАСА накоплен более чем 50-летий опыт расчета, обследования, ремонта и усиления конструкций подкранового комплекса [6]. По этим вопросам на кафедре М и ДК защищен ряд кандидатских диссертаций, выполнены проектные разработки по усилению и ремонту с доведением до внедрения в производство. 28