Bài giảng Kết cấu thép bản (Bản full) - Trường Đại học Kiến trúc Hà Nội

r2 = nội suy.
l - chiều dài vỏ trụ khảo sát (chiều cao thân bể hoặc khoảng cách giữa các
sườn vòng - vành cứng).
2 g0 0 c c cr2
rσ = (P + P )n γ σ
t

3/2
cr2σ = 0,55E(r/l)(t/r)
2
cr2σ = 0,17E(t/r)
59
Ứng suất nén theo phương vòng gây ra bởi các tải trọng sau:
 Tải trọng gió quy đổi thành áp lực chân không quy ước:
với: k - hệ số kể tới sự thay đổi của áp lực gió theo độ cao.
 Tải trọng chân không, tính theo công thức:
 Ổn định của thành bể chịu tác dụng đồng thời của σ1 và σ2 :
Công thức kiểm tra:
(18)
Nếu (16), (17) hoặc (18) không thoả mãn phải tăng bề dày thành bể hoặc gia
cường cho thành bể bằng các vành cứng trung gian là các thép góc (từ 1 đến 3
vành) nhằm giảm l (tăng σcr2).
g0 0 gP = 0,5W kγ
tc
0 0 0P = p γ
1 2
cr1 cr2
σ σ
 + 1
σ σ

60
III. KÍCH THƯỚC TỐI ƯU CỦA BỂ CHỨA TRỤ ĐỨNG
1. Trường hợp thân bể có bề dày không đổi
Thể tích thép của bể:
(19)
với: t - bề dày của thân bể;
∆ - tổng bề dày quy đổi của đáy và mái bể, có thể lấy theo bảng sau (tuỳ
thuộc vào thể tích bể).
2
thep
πDV = πDht + Δ
4
61
V (m3) 2000 4000 8000 12000 16000 20000
 (mm) 9 12 14 16 17 18
Thể tích của bể: (20)
Thay trị số của D vào (19) ta có:
(21)
Lấy đạo hàm của (21) theo h và cho bằng không (tìm cực tiểu) thu được:
(22)
Từ (22) xác định được chiều cao tối ưu về chi phí vật liệu của bể:
(23)
Thay trị số của hkt xác định theo (23) vào (20) thu được đường kính tối ưu
của bể:
(24)
2πD 4VV = h D =
4 πh

thep
VΔV = 2t πVh +
h
thep
2
dV πV VΔ
 = t - = 0
dh h h
62
2
3
kt
V Δh =
π t
   
3
kt
V tD = 2.
π Δ
Thay vào (22) thu được:
(25)
(Tức là trọng lượng bể chứa trụ đứng có bề dày thân không đổi là tối thiểu
nếu thoả mãn điều kiện trọng lượng của mái và đáy bằng nửa trọng lượng thân
bể). Theo điều kiện kinh tế, bể có bề dày không đổi (t=4-5mm) chỉ dùng khi
V< 1000m3
2. Trường hợp thân bể có bề dày thay đổi
Cách chứng minh tương tự trên. Trong công thức (23) thay
và , thu được chiều cao tối ưu về chi phí vật liệu của bể:
(26)
với: ρ1 - trọng lượng riêng của chất lỏng chứa trong bể;
γ1 - hệ số vượt tải tương ứng.
2πDV = h
4 2
mái dáy thân
1 πDπDht = Δ G + G = 1/2G
2 4

63
2πDV = h
41 1
c wt
γ ρ hr
t =
γ f
c wt
kt
1 1
γ f Δh =
γ ρ
Trong thực tế, do điều kiện chế tạo và thi công chiều cao của bể chọn như
sau:
o Nếu hkt ≤ 14 m  chọn h = 12 m
o Nếu hkt > 14 m  chọn h = hkt ≤ 18 m
o Nếu V < 1000 m3  chọn h/D = 0,25 ~ 1,0
o Nếu V > 1000 m3  chọn h/D = 0,2 ~ 0,5
Khi chọn h cần lưu ý đến quy cách bề rộng của thép tấm (thường chọn h là
bội số của 1400, 1500, 2000 mm).
64
IV. TÍNH TOÁN BỂ CHỨA TRỤ ĐỨNG ỨNG SUẤT TRƯỚC
Với những bể chứa có dung tích lớn thường dùng giải pháp gây ứng suất
trước bằng cách quấn quanh thành bể các vòng dây thép cường độ cao gây ra
ứng suất nén trong vỏ trụ thành bể còn bản thân dây chịu kéo. Khi thành bể chịu
áp lực từ bên trong do các chất lỏng hoặc khí chứa trong bể gây ra thì thành bể
và các vòng dây thép sẽ làm việc đồng thời, nhờ đó khả năng chịu lực của vật
liệu thép được tận dụng triệt để. Ứng suất trước làm giảm chi phí vật liệu, giảm
giá thành kết cấu, trong một số trường hợp còn giảm được công chế tạo (do bề
dày thành bể giảm sẽ giảm được chi phí gia công và hàn liên kết). Các vòng dây
thép được quấn quanh thành bể bằng các máy cuộn chuyên dụng. Trong những
bể chứa trụ đứng có dung tích lớn trên 30000 m3, phần dưới của thân bể được
quấn dây gây ứng suất trước để giảm bề dày thành bể nên việc thi công bể bằng
phương pháp cuộn được thực hiện dễ dàng hơn.
65
p p pp p vßng thÐp quÊn
A
A A-A
H×nh 1. BÓ chóa øng suÊt truíc
a) BÓ chóa trô ®øng b) BÓ chóa trô ngang, ,
, ,
quanh th©n bÓ
quanh th©n bÓ
vßng thÐp quÊn
Hình 23: Bể chứa ứng suất trước
t101
02t 2
2r
pt
1
2r
t1t2 12
p
b) Cã ¸p lùc bªn tronga) Kh«ng cã ¸p lùc bªn trong (p=0)
t 2 t
1t
2
02 2t
t101 t1 1 22t
H×nh 2. S¬ ®å tÝnh to¸nHình 24: Sơ đồ tính 66
Sự làm việc của vỏ trụ thành bể ứng suất trước tương tự trường hợp thanh
kéo có bố trí dây căng. Điểm khác biệt là trạng thái ứng suất trong vỏ trụ là trạng
thái ứng suất phẳng (có ứng suất tác dụng theo 2 phương) với thành phần chính
là ứng suất kéo vòng do áp lực thuỷ tĩnh hoặc áp lực hơi bên trong bể gây ra.
Trong đó, ứng suất kéo vòng do vỏ trụ và sợi thép quấn quanh thành bể cùng
chịu, còn ứng suất tác dụng theo phương đường sinh do riêng vỏ chịu. Nội lực
trong vỏ xác định bằng cách xét phương trình cân bằng của tiết diện dải vỏ đơn
vị (hình vành khăn), với giả thiết coi biến dạng theo phương vòng của vỏ và của
vòng thép cuộn như nhau. Xét 2 trường hợp:
67
 Thành bể chỉ chịu ứng suất trước nhưng không chịu áp lực từ bên trong
(Hình 19a):
(28)
 Thành bể chịu ứng suất trước và áp lực từ bên trong (Hình 19b):
(29)
Điều kiện cân bằng nội lực theo phương đường sinh trong thành bể (phần
tiếp xúc với đáy bể) trong trường hợp bể chịu áp lực từ bên trong:
(30)
Với giả thiết biến dạng theo phương vòng của dải vỏ đơn vị và của vòng
thép cuộn là như nhau, ta có:
(31)
01 1 02 2σ t + σ t = 0
1 1 2 2pr = σ t + σ t
z
1
prσ =
2t
68
01 1 z 2 02
1 2
1 1[(-σ + σ ) - μσ ] = (σ - σ )
E E
Trong các công thức trên:
σ01 - ứng suất nén theo phương vòng trong vỏ trụ thân bể do ứng suất trước gây
ra;
σ02 - ứng suất kéo theo phương vòng trong vòng thép do quấn dây gây ứng suất
trước;
t1 - bề dày thân bể;
t2 = A/n - bề dày quy đổi của vòng thép cuộn;
A - diện tích tiết diện ngang của vòng thép;
n - khoảng cách giữa các vòng;
r - bán kính thân bể;
E1, E2 - mô đun đàn hồi của vật liệu thân bể và vòng thép cuộn;
µ - hệ số poátxông;
p - áp lực bên trong bể;
σ1, σ2 - ứng suất kéo theo phương vòng trong vỏ trụ thân bể và trong vòng thép;
σz - ứng suất nén theo phương đường sinh.
69
Giải các phương trình (28)  (31) thu được công thức xác định ứng suất
trong vỏ trụ thân bể và trong dây thép cuộn:
(32)
(33)
với: m = E2 / E1
Trong các công thức (32) và (33), biểu thức trong ngoặc xét đến ảnh hưởng
của σz. Kết quả nghiên cứu cho thấy σz ít ảnh hưởng đến bề dày của thành vỏ và
vòng thép cuộn (không quá 5%). Do đó để đơn giản hoá tính toán có thể coi σz =
0. Khi đó:
(34)
(35)
2
1
1 01
1 2
μmtpr 1 +
2t
σ = + σ
t + mt
   
1 2
2 01
1 2 1
μ
mpr 1 -
2t tσ = - σ
t + mt t
   
70
1 01
1 2
prσ = + σ
t + mt
1
2 01
1 2 2
tmprσ = - σ
t + mt t
Từ các công thức (34) và (35), với giả thiết ứng suất trong thành bể và
trong các vòng thép cuộn đạt đến cường độ tính toán của thép (f1 và f2 tương
ứng), ta có công thức xác định bề dày của thành bể và dây cuộn:
(36)
(37)
với: k = f2 / f1
Sử dụng bể chứa trụ đứng hoặc trụ ngang dung tích lớn có gây ứng suất
trước bằng phương pháp quấn các vòng dây thép cường độ cao quanh thân bể
cho phép tiết kiệm chi phí vật liệu thép đến 50%.
01 1
1
1 01 1
k - m(σ /f + 1)pr
t = ×
f (σ /f + 1)(k - m)
01 1
2
1 01 1
σ /fpr
t = ×
f (σ /f + 1)(k - m)
71
CHƯƠNG III: BỂ CHỨA TRỤ NGANG
I. ĐẶC ĐIỂM CHUNG
II. CẤU TẠO VÀ TÍNH TOÁN THÂN BỂ
III. CẤU TẠO VÀ TÍNH TOÁN ĐÁY BỂ
IV. CẤU TẠO VÀ TÍNH TOÁN GỐI TỰA
72
I. ĐẶC ĐIỂM CHUNG
Bể chứa trụ ngang thường dùng để chứa các sản phẩm dầu mỏ với áp lực
dư pd ≤ 0,2 MPa hoặc hơi hoá lỏng với pd ≤ 1,8 MPa. Áp lực chân không khi bể
rỗng p0 < 0,1 MPa.
Kích thước bể thường gặp: V ≤ 100 m3 - với bể chứa sản phẩm dầu mỏ,
V ≤ 300 m3 - với bể chứa hơi hoá lỏng;
l = (2 ~ 30) m; D = (1,4 ~ 4) m;
Đường kính lợi nhất của bể chọn như sau:
- khi pd ≤ 0,07 MPa,
- khi pd > 0,07 MPa.
Ưu điểm: Chịu được áp lực dư lớn hơn đáng kể so với bể trụ đứng; hình
dạng đơn giản, dễ chế tạo; vì kích thước bể không lớn nên có thể chế tạo cả bể
tại nhà máy (giảm chi phí chế tạo).
Nhược điểm: phải có gối tựa (làm tăng chi phí).
Cấu tạo: gồm 3 bộ phận là thân bể, đáy bể, gối tựa.
3
ktD = 0,8 V
73
3
ktD = 0,6 V
II. CẤU TẠO VÀ TÍNH TOÁN THÂN BỂ
1. Cấu tạo
Thân bể được chế tạo bằng cách hàn đối đầu các khoang bể, bề rộng
khoang1,5 m đến 2 m (là bề rộng thép tấm).
Bề dày thân lấy theo tính toán, thông thường t = 3 ~ 36 mm.
Để đảm bảo độ cứng của các khoang bể khi chế tạo, vận chuyển hoặc khi
chịu áp lực chân không (bể rỗng) cần cấu tạo vành cứng bằng thép góc hàn vào
thân bể.
Nếu r/ t > 200 - cần bố trí vành cứng tại từng khoang bể,
Nếu r/ t ≤ 200 - chỉ cần bố trí vành cứng tại gối tựa.
74
A BHµn ®èi ®Çu
§¸y bÓ
Gèi
Su
ên
 gè
i
l
D
t
Vµnh cøng
A-A B-BC-C
Suên gèi
l
l1 l1l0
q
Mg
_
+
nhM
C C
a
t
BA
Th©n bÓ
Vµ
nh
 cø
ng
Hình 25: Bể chứa trụ ngang
Su
ên
 gè
i
a
Vµ
nh
 cø
ng
75
2. Tính toán
a. Xác định vị trí đặt gối tựa
Xác định từ điều kiện cân bằng mômen ở gối và ở nhịp do trọng lượng bản
thân bể và chất lỏng chứa đầy trong bể:
với: q - trọng lượng bể và chất lỏng trong bể (tác dụng lên phần đáy của thân
bể),
G - trọng lượng bể;
ρ1 - trọng lượng riêng của chất lỏng trong bể;
γ1 = 1,1- hệ số vượt tải;
l = V / r2 - chiều dài tính toán của bể;
l0 - khoảng cách gối tựa;
l1 - độ nhô của con son.
22 2
- + 01 1
g nh o
qlql qlM = M = - l = 0,586l
2 8 2
 
21
1 1
γ Gq = + γ ρ πr
l
76
b) Kiểm tra bền (khi bể chứa đầy chất lỏng)
Kiểm tra ứng suất kéo theo phương đường sinh (thớ dưới thân bể), sơ đồ
tính như dầm đơn giản có mút thừa:
(38)
với: - ứng suất kéo do trọng lượng bản thân bể và chất lỏng trong
bể gây uốn, tính như dầm đơn giản,
Wbe = r2t - mômen chống uốn của tiết diện thân bể;
t - bề dày thân bể;
- xác định như trên;
- ứng suất kéo do áp lực thuỷ tĩnh và áp lực dư tác dụng lên đáy bể gây ra,
' ''
1 1 1 cσ = σ + σ fγ
' +
1 nh beσ = M / W
+
nhM
77
,,
1
   
t
rpr
rt
rpr dd 22 211
2
211
,,
1 

 
γc = 0,8- hệ số điều kiện làm việc;
f : cường độ tính toán của thép.
Kiểm tra ứng suất kéo vòng (khi bể chứa đầy chất lỏng)
(39)
Kiểm tra ứng suất tương đương: Do vùng đáy của thân bể chịu ứng suất kéo
theo phương đường sinh và phương vòng:
(40)
trong đó: σ1, σ2 - xác định theo (38) và (39);
 = 0,9 - hệ số tăng độ an toàn, xét đến khả năng dễ cháy nổ của chất
lỏng trong bể;
h = fwt / f - hệ số độ bền của liên kết hàn ở thân bể;
γc = 0,8- hệ số điều kiện làm việc;
2 1 1 2 d c
rσ = (γ ρ 2r + γ p ) fγ
t

2 2
1 2 1 2 h cσ + σ - σ σ η fγ
78
c) Kiểm tra ổn định (khi bể rỗng)
Thân bể chịu áp lực chân không p0 khi bể rỗng, tức là chịu áp lực không khí
từ bên ngoài. Do chiều tải trọng ngược với áp lực thuỷ tĩnh nên thân bể sẽ chịu
các ứng suất nén theo phương đường sinh σ1 và theo phương vòng σ2 dẫn đến có
thể bị mất ổn định.
Kiểm tra ổn định do tác dụng đồng thời của 2 ứng suất nén:
(43)
Ở trên: ; ; ;
σ1cr, σ2cr - xác định như với bể trụ đứng.
1 2
c
1cr 2cr
σ σ
 + γ
σ σ

tc
0 0
1
γ p rσ =
2t
tc
0 0
2
γ p rσ =
t
cγ = 1
79
III. CẤU TẠO VÀ TÍNH TOÁN ĐÁY BỂ
1. Cấu tạo
Cấu tạo đáy bể phụ thuộc vào thể tích của bể và trị số của áp lực dư.
Các loại đáy thường dùng
 Khi V ≤ 100 m3, nếu pd ≤ 0,04 MPa dùng đáy phẳng;
 Khi V ≤ 100 m3, nếu pd ≤ 0,05 MPa dùng đáy nón;
 Khi V = 75 ~ 150 m3 , nếu pd = 0,07 ~ 0,15 MPa thì dùng đáy trụ
 Khi V = 75 ~ 150 m3 , nếu pd ≤ 0,2 Mpa thì dùng đáy cầu hoặc đáy elip
(giảm tối đa ứng suất cục bộ do hiệu ứng biên tại chỗ nối giữa thân và đáy,
nhưng cấu tạo phức tạp nên khó chế tạo).
80
D
td D
0,125D0,12D 0,25D
D
Hµn ®èi ®Çu
a) §¸y ph¼ng b) §¸y nãn c) §¸y cÇu d) §¸y elÝp
t

D D D
r =c cr =
Hình 26: Cấu tạo đáy bể
2. Tính toán
a. Đáy phẳng
Ứng suất kéo ở trọng tâm đáy do áp lực dư:
(44)
với: ;
γc = 0,8;
dd = D - đường kính đáy;
f0 - độ võng tại trọng tâm đáy, xác định bằng công thức thực nghiệm:
Av - diện tích tiết diện thép góc vành đáy;
Ix - mô men quán tính của tiết diện thép góc vành đáy đối với trục x - x
(xem hình 27);
d
d c
d
Tσ = fγ
t

2
d d
d
0
p dT =
16f
t
t
d
y
x
Av
0
0x
y
Hình 27: Liên kết
đáy và thân bể
81
2 2
d d d v 030 d
d v x
d (1 - μ)d d A yf = 3p + 1 +
4 2Et 4EA I
      
y0 - xem hình 27;
µ = 0,3 - hệ số Poisson.
b. Đáy nón
Ứng suất kéo theo phương đường sinh do áp lực dư:
(45)
Ứng suất kéo theo phương vòng do áp lực dư:
(46)
trong đó: r - bán kính thân bể (đáy hình nón);
β - xem hình 28.
Kiểm tra đáy nón chịu nén do áp lực chân không và lực nén theo phương
đường sinh:
(47)
2 d
1 c
d
γ p rσ = fγ
2t cosβ

2 d
2 c
d
γ p rσ = fγ
t cosβ

82
2
c
cr 2cr
σN
 + γ
N σ

với: N - lực nén dọc theo trục bể do áp lực chân không
tác dụng lên đáy bể,
;
Ncr - lực nén tới hạn, ;
( c tra bảng theo r / t )
r0, r1 - xem hình 28;
- ứng suất kéo vòng do áp lực chân
không;
h – chiều cao vỏ nón.
2 tc
1 0 0N = πr γ p
2
cr d 1crN = 2πr't σ cos β
1 00,9r + 0,1rr' =
cosβ
1cr
cEtσ =
r'
tc
0 0
2
d
γ p r'σ =
t

r0
r
r
1
r
r1


83
3/2
d
2cr
tr'σ = 0,55E
h r'
   
Hình 28: Lực nén
lên đáy bể do áp lực
chân không
c. Đáy cầu, đáy elip
Kiểm tra bền chịu ứng suất kéo trong đáy do áp lực dư:
(48)
trong đó: rc = D = 2r - bán kính đáy cầu (elip).
Kiểm tra ổn định của đáy chịu nén do áp lực chân không:
(49)
với: σcr - ứng suất nén tới hạn của vỏ cầu, .
2 d c
c
d
γ p rσ = fγ
2t

tc
0 0 c
cr c
d
γ p rσ' = σ γ
2t

84
d
cr c
c
0,1Etσ = fγ
r

IV. CẤU TẠO VÀ TÍNH TOÁN GỐI TỰA
1. Cấu tạo
Cấu tạo gối tựa tuỳ thuộc vào vật liệu sử dụng là thép, BTCT hay gạch đá. Tại
gối tựa bố trí vành cứng bằng thép góc. Vị trí đặt gối tựa: đã trình bày ở
trên.

85
a) Gối tựa thép, BTCT b) Gối tựa gạch đá
Hình 29: Cấu tạo gối tựa
2. Tính toán
86
Hình 30: Sơ đồ tính vành gối
Hình 31: Biểu đồ M và N trong vành cứng tại gối hình yên ngựa khi
góc mở của gối bằng 600, 900 và 1200
87
T là lực trượt do vỏ thân bể truyền vào vành gối dưới tác dụng của áp lực
thuỷ tĩnh và trọng lượng bản thân bể:
(50)
q là ứng suất phản lực của gối tựa tác dụng ngược lên:
(51)
,  - xem sơ đồ.
Mômen uốn và lực kéo trong vành gối xác định theo công thức:
(52)
với: G - trọng lượng bản thân bể;
[M], [N] - nội lực quy đổi trong vành, giá trị xem ở hình 31.
1T = 0,5ρ rlsinθ
1πρ rl πq = cos -
1 + π/2 4
   
88
2 1
1 1
γ GrM = [M]. γ ρ lr +
π
   
2 1
1 1
γ GrN = [N]. γ ρ lr +
π
   
Điều kiện kiểm tra bền của vành gối chịu mômen và lực dọc:
(53)
trong đó: Av, Wv - diện tích tiết diện và mômen chống uốn của tiết diện tính toán
của vành gối (gồm phần thép L cộng phần vỏ thân bể rộng là 30t).
c
v v
M Nσ = + fγ
W A

30
t
t
vA
Hình 32: Tiết
diện vành gối
CHƯƠNG IV: VÍ DỤ TÍNH TOÁN
I. Chọn và kiểm tra bề dày thành bể chứa trụ đứng với các số liệu sau:
Chiều cao thân bể: h = 12 m
Đường kính thân bể: D = 15 m
Thép CCT34 có: f = 2100 daN/cm2
Hàn tay, que hàn N42
Trọng lượng riêng của chất lỏng trong bể:
ρ1 = 900 daN/m3 (1 = 1,1)
Trọng lượng tiêu chuẩn của mái bể: = 40
daN/m2 (m = 1,1)
Trọng lượng tiêu chuẩn của lớp cách nhiệt:
= 25 daN/m2 (cn = 1,2)
Áp lực chân không tiêu chuẩn:
= 0,0025daN/cm2 (γ0 = 1,2)
Áp lực dư pd = 0,02 daN/cm2 (γ2 = 1,2)
Áp lực gió tiêu chuẩn: w0 = 95 kG/m2 (γg = 1,2)
D = 2r
h2 2
1
1
dp
xp
px
xN xN
90
tc
mg
tc
cng
tc
0p
h
1. Xác định bề dày thân bể theo lý thuyết phi mô men
Áp lực thuỷ tĩnh ở độ sâu x = h-0,3=12-0,3=11,7m kể từ mặt thoáng chất
lỏng:
Từ phương trình Laplaxơ:
Với vỏ trụ r1 = , ta có:
Vậy: , chọn t = 7 mm.
Trọng lượng của bể trên 1đơn vị dài theo chu vi bể:
1 2
1 2
σ σp
 = +
t r r
x
2 c wt
c wt
p rprσ = γ f t = > 4 mm
t γ f
 
2
x 1 1 d 2p = γ ρ x + p γ = 900.1,1.11,7 + 200.1,2 = 11823 daN/m
-411823.10 .750
t = = 0,62 cm
0,8.(0,85.2100)
91G=695,34daN/m=6,95daN/cm
2 2
21 . . . . . .2 . . . . 2 2G= . . . .
2 2 3 2 3
tc
tc m m d
cn cn
r g r pr t h g h
r r r
     

  
  
2 22.3,14.7,5.0,007.12.7850.1,1 3,14.7,5 .40.1,2 2 3,14.7,5 .200.1,2 2G= 25.1,2.12 . .
2.3,14.7,5 2.3,14.7,5 3 2.3,14.7,5 3
  
2. Kiểm tra bền thân bể tại chỗ nối thân và đáy theo mô men cục bộ:
Mô men uốn tại chỗ nối kể đến ảnh hưởng của hiệu ứng biên:
Coi liên kết giữa thân và đáy là ngàm cứng (α = 0,3):
Ứng suất lớn nhất theo phương đường sinh ở phía dưới thân bể kể
tới hiệu ứng biên:
M = αPrt
1 c2
6Mσ = + γ f
t t
tG 
-6 -4M = 0,3.(1,1.900.10 .1200 + 200.10 .1,2).750.0,7 = 190,89 daN.cm/cm
92
3. Kiểm tra ổn định của thành bể chịus1
t
1 m cn 0 g c c cr1
Grσ = G + G + (P - P )n + γ σ
2t t
   
2 2
1 2
6,95 6.190,89σ = + 2347,36 / 1,6.2100 3360 /
0,7 0,7
daN cm daN cm  
trong đó: Trọng lượng bản thân mái: (daN/m2)
Trọng lượng lớp cách nhiệt trên mái: (daN/m2)
Áp lực chân không: (daN/m2)
Gió hút: (daN/m2)
Trọng lượng thân bể và lớp cách nhiệt quanh thân:
σcr1 - ứng suất nén tới hạn theo phương đường sinh, lấy giá trị nhỏ hơn
trong 2 giá trị:
Vậy:
= 165184 kG/m2 = 16,5 daN/cm2 < γcσcr1 = 147 daN/cm2
Thỏa mãn.
tc
m m mG = g γ = 40.1,1 = 44
tc
cn cn cnG = g γ = 25.1,2 = 30
tc
0 0 0P = p γ = 25.1,2 = 30
g w 0 2P = γ w c = 95.0,8.1,2 = 91,2
t t i i i 1 cni i cnG = ρ t h γ + g h γ = 7850.0,007.12.1,1 + 25.12.1,2 = 1085,34 (daN/m)
2
5
210 7,5ψf = 0,97 - (0,00025 + 0,95. ). .210 = 66,3 MPa = 663 daN/cm
2,1.10 0,007
   
93
 1 7,5 1085,34σ = 44 + 30 + (30 - 91,2).0,9 × +2.0,007 0,007
5 2t 0,007cE = 0,075.2,1.10 . = 14,7 MPa = 147 daN/cm
r 7,5
3. Kiểm tra ổn định của thành bể chịus2
Do l / r = h / r = 12 / 7,5 = 1,6  0,5 < l / r < 10 nên ứng suất nén tới hạn
theo phương vòng xác định theo công thức:
Ứng suất nén theo phương vòng gây ra bởi các tải trọng sau:
 Tải trọng gió quy đổi thành áp lực chân không quy ước:
 Áp lực chân không (đã tính ở trên):
Vậy:
 Thoả mãn.
4. Kiểm tra ổn định của thành bể chịu tác dụng đồng thời củas1 vàs2
 thoả mãn.
2 g0 0 c c cr2
rσ = (P + P )n γ σ
t

3
23/2 5 2
cr2
7,5 0,007σ = 0,55E(r/l)(t/r) = 0,55.2,1.10 . = 2,06 MPa = 20,6 daN/cm
12 7,5
   
94
1 2
cr1 cr2
σ σ 16,52 8,4
 + = + = 0,52 < 1
σ σ 147 20,6
2
g 0 0 wP = 0 , 5 w k γ = 0 , 5 . 9 5 . 1 . 1 , 2 = 5 7 d a N / m
tc 2
0 0 0P = p γ = 30 daN/m
2 2
2 c cr2
7,5σ = (57 + 30) × 0,9 × = 83892 daN/m = 8,4 < γ σ = 20,6 daN/cm
0,007
II. Một số bài tập tham khảo
1. Chọn và kiểm tra bền bề dày thành bể chứa trụ đứng theo điều kiện bền với
các số liệu sau: Chiều cao thân bể H = 13,5 m. Đường kính thân bể D = 13,5 m.
Vật liệu thép CCT34 có f = 210 N/mm². Hàn tay, dùng que hàn N46 có fwt = 200
N/mm². Trọng lượng riêng của chất lỏng trong bể ρ1 = 9 kN/m³; hệ số vượt tải γ1
= 1,1. Áp lực dư Pd = 0,001 N/mm²; hệ số vượt tải γ2 = 1,2. Hệ số điều kiện làm
việc của kết cấu γc = 0,8. Bỏ qua trọng lượng bản thân bể. Coi liên kết giữa thân
với đáy là ngàm cứng.
95
1. Chọn và kiểm tra bền bề dày thành bể chứa trụ đứng theo điều kiện
bền với các số liệu sau: Chiều cao thân bể H = 15 m. Đường kính thân
bể D = 15 m. Vật liệu thép CCT38 có f = 230 N/mm². Hàn tay, dùng
que hàn N46 có fwt = 210 N/mm². Trọng lượng riêng của chất lỏng trong
bể ρ1 = 9 kN/m³; hệ số vượt tải γ1 = 1,1. Áp lực dư Pd = 0,025 N/mm²;
hệ số vượt tải γ2 = 1,2. Hệ số điều kiện làm việc của kết cấu γc = 0,8. Bỏ
qua trọng lượng bản thân bể. Coi liên kết giữa thân với đáy là ngàm đàn
hồi.
96
2. Xác định ứng suất theo phương đường sinh và theo phương vòng của thân
bể chứa trụ ngang đáy phẳng với các số liệu sau: Bể có trọng lượng bản thân (tải
trọng tính toán) G = 36 kN. Đường kính thân bể D = 2,6 m. Thể tích của bể V =
70 m³. Chiều dày thành bể t = 5 mm. Khoảng cách giữa hai gối tựa L0 = 7,73 m.
Trọng lượng riêng của chất lỏng trong bể ρ1 = 9 kN/m³; Hệ số vượt tải g1 = 1,1.
Áp lực dư Pd = 0,45 N/mm²; Hệ số vượt tải γ2 = 1,2. Hệ số điều kiện làm việc
của kết cấu γc = 0,8.
97
3. Xác định mô men (trên gối và giữa nhịp) và khoảng cách gối tựa L0 của bể
chứa trụ ngang đáy phẳng với các số liệu sau: Bể có trọng lượng bản thân (tải
trọng tính toán) G = 30 kN. Đường kính thân bể D = 2 m. Thể tích của bể V =
60 m³. Trọng lượng riêng của chất lỏng trong bể ρ1 = 9 kN/m³; Hệ số vượt tải g1
= 1,1.
98