> Техника, страница 76 > Резервуары

Резервуары

Резервуары, сооружения для хранения запасов жидкости. В отношении материала следует различать (преимущественно) Р. каменные (из естественного камня, кирпича, бетона), железобетонные и стальные. Какому материалу отдатьпредпочтение—всецело зависит от местных условий. Р. могут быть расположены в земле (фигура 1), на поверхности земли (фигура 2) или на возвышенной опоре (фигура 3). Р. на поверхности земли в случае необходи

мости обсыпают землей для предохранения от промерзания или чрезмерного нагревания жидкости. Для Р., расположенных на воз

Фигура 1.

вышенных опорах, прибегают к другим способам отепления. В качестве возвышенных опор служат сквозные каркасы или башни. Необсыпанные Р. иногда делают без перекрытия. Выбор расположения Р. и материала для постройки зависит от назначения Р. и от местных условий. По своей форме в плане Р. делают круглыми (фигура 4) или прямоугольными (фигура 5). Круглые в плане Р., выгодные в статич. отношении, могут оказаться невыгодными в отношении технич. выполнения. Каменные и ящлезобетонные Р., расположенные в земле или на поверхности ее, могут иметь плоское или сводчатое перекрытие и дно в виде сплошной плиты или обратного свода. На фигуре 2 представлен двухкамерный Р., у которого продольные стены и перекрытие сливаются в один общий цилиндрич. свод, круглый Р. со сводча·] держиваемым внутри

Фигура з.

На фигуре 4 изображен ым перекрытием, под-концентрич. опорным

Фяг. 4

кольцом, покоящимся на столбах; дно к кольцевой опорной стенке приподнятое. На фигуре 5 показан прямоугольный Р. с плоским пере

крытием, опирающимся на переборки, разделяющие Р. на многочисленные отделения. В экономии, отношении существенную роль играет отношение высоты Р. к площади дна. При равных объёмах высота Р. обратно пропорциональна площади дна. Равнодействующая сил бокового давления жидкости на стенку Р. изменяется пропорционально квадрату высоты h жидкости в Р.; давление же на дно пропорционально h.

Конструкции железобетонных и стальных Р. на возвышенных опорах тесно связаны с конструкцией по-

Θ И

L/J L/J

	и
	ич
ЕВ	0

-I /!— —4 г l·^-

VIII

следних. Круглая в плане форма преобладает. На фигуре 6 показаны схемы часто применяемых круглых Р. На схемах V — IX диаметр опорного кольца

Фигура 6.

уменьшен до размера V. Висячие днища III и IV из-за возникающих в них растягивающих напряжений весьма целесообразны для стальных Р., но мало пригодны для железобетонных. Для последних более рациональны формы 1 и II с плоским и сводчатообразным дном. Для уменьшения диаметра опорного кольца располагают Р. на последнем с напуском по форме V или сужают нижнюю часть стенок Р., придавая ей форму VI и IX (в виде усеченного кругового конуса) или форму VII и VIII (в виде шарового пояса). Уменьшенное дно делается при этом или плоским (формы VI и VII) или же сводчатообразным (формы VIII и IX).

При открыто расположенных каменных или железобетонных Р. необходимо обратить внимание на их архитектурную обработку; это относится и к возвышенным каменным или железобетонным опорам башенного типа. Возвышенные опоры бывают каменные, железобетонные и стальные.

!. Каменные Р.

1. Экономические размеры Р. а) Прям о угольный Р.

Фпг. 7.

с полезным объёмом V_b и глубиной воды h имеет полезную площадь (фигура 7)

/* 0* пх(¥-2b),

dS_m

dx

х ² -f 2Ьп=О,

х =

_V^rn±¹-,VF=aVF.

(4)

откуда __

η-!-1 ~2

Подставляя найденное значение х в ур-ие (1) получим

А 2

^Y-y XT

|/F + 2b„

(i)

где п—число отделений и b—средняя толщина всех стен. Площадь сечения всех стен выразится ф-лой

S_m=(п + 1) bУ + 2пbх. (2)

Подставив значение У из ур-ия (1), получим S_m=^p-^F + 2bпх + 2b* (и + 1). (3)

Для получения минимального значения S_mприравниваем нулю первую производную от S_w по X.

Ь(п + 1)Р

а следовательно

y=V~l· Vf=PVf. (5)

Отношение у к х выразится ур-ием

У 2 п п + 1

= у. (6)

Давая п различные значения, можно определить соответствующие значения а, β, λ.

п=1	а=1,0000	0=1,0000	у=1,00
71=2	α= 0,6124	/3=0,8164	>’=1,83
71=8	а=0,4714	/3=0,7071	у=1,50
71=4	а=0,3953	/3=0,6325	у=1,60

б) Круглый Р., разделенный концентричной стенкой на две камеры—к р у г л у ю и

коль деву ю—в отношении 1 :т; даны V/, и h (фигура 8).Полезная площадь

Из фигура 8 имеем

φ·|-(η + α)·]

откуда л[г?,-

(г_г + а)²] + лг=F, 4 ⁼ У (m+ΙΙπ

г_г=- + 2 а /~ ¹ · У -

У л У m -i- 1 г л

(7)

(8)

При отсутствии внутренней разделительной стены (α= 0) радиус круглого однокамерного Р. выразится величиной

(9)

-=уL „ 0,5641/F.

в) К р у г л ы и Р., разделенный диаметральной стенкой на две равновеликие камеры (фигура 9). Площадь сечения средней стены f=а · 2г.

Прибавляя эту площадь к полезной площади .Р=“-, получим

π)·²=— + 2 аг,

откуда а±

г =

пУь

(10)

2. Определение наивыгоднейшей глубины h воды в Р. а) Прямоугольный Р. с числом камер п (см. фигура 10). Отношение -

.Ϊ1

Фигура 10.

можно определить из приведенной формулы (6). Общая стоимость К сооружения складывается из следующих величин.

1) Стоимости стен:

[2пх + (п + 1) ί/] · 0,4-lP-U=l,6nxh²U, где U—стоимость 1 лг.³ кладки стен;

2) стоимости дна:

nxysS=~-₁-x²sS,

где s—толщина дна Р., S—стоимость 1 м? кладки дна;

3) стоимости перекрытия:

^-хЧЕ,

п +1 ’

где е—средняя толщина перекрытия, Е—стоимость 1 м³ перекрытия;

4) стоимости земляных работ:

²”² -гЧА

п + 1^х‘^Л’

где f—глубина выемки, равная 2—3 м, А— стоимость 1 лг³ вынутия земли. Отсюда следует, что

К =1,6 nxh² U + ~ х² (&S + eE + fA).

Подставляя в это ур-ие значение х из ур-ия (4) и затем значение F из ур-ия (1), получим

Κ=1,6Όγ^Γ-+--F_S

h* +

h

=

Vi,(s + e)2

h

-r

V/,(sS + eE + fA)2.

и при условии наименьших расходов

_иЛ V_b(sS + eE + fA)ί.

V_b(sS + eE + iA)2

+ V_b(sS + eE + fA)rⁱ. (11)

Приравнивая нулю первую производную величины К по h и определяя h, найдем. _ ⁵ TUsS + eE+jA)2. V 2,88(71 +1) U²· ^

Очень часто величину f принимают равной к. По Вигре (Vigreux)

(120

Наличия столбов в Р. (для поддержания перекрытия) Вигре не учитывает, считая, что они очень мало влияют на величину к. б) Круглый Р. Для круглого Р. имеем подобно предыдущему: для круглого однокамерно.г о Р.

3

К=0,71 и VVb · h* + V_b (sS + eE + fA) If¹ (13) и при условии наименьших расходов

(14)

1,13 </2 ’

для кольцевого Р. с двумя равновеликими камерами

К=1,21U VV_b · h² + V_b(sS + eE + fAW¹ (15). [и наг

=⁵

3,31(72 >

для круглого Р. с одной средней диаметральной стеной

К=0,94 U V V„ h² + V_b (sS + eE + fA) h (17) и при условии наименьших расходов

(18)

^h-f 1,99(/² Если сооружение Р. сопряжено с расходами но приобретению или отводу земельного участка, то в сумму (SjS+e£+/4) ф-л (12), (14), (10) и (18) надлежит включить еще одно слагаемое Gq, где G—стоимость 1 м², отведенного под постройку земельного участка, a q—отношение площади участка к площади хуп Р.

в) Учет стоимости подъемаИзо-д ы (фигура 11). Если 11—манометрич. высота подачи в пустой Р. в м, ^h0 —средняя высота воды в Р. в м и Q—годовая подача воды в килограммах, то годовая работа насоса равна е(^я + й·

Общий расход

K=JcTq(h + *). (19)

где к—стоимость 1 килограммм выполненной работы, а Т — предположительный срок службы Р. в годах. Указанные уравнением (19) расходы надлежит включить в общие расходы, определенные формулами (11), (13), (15) и (17) для учета подъема воды. Формула (И) в этом случае примет вид

К=А h³ + В fo-i + С h. Диференцируя по к, получим для определения экономичной высоты ур-ие

; Ah*-Bh-*+ С=0.

(20)

Фигура И-

Т. о. при учете стоимости подъема^воды экономичная высота h воды в Р. получится меньшей, чем в том случае, когда такой учет не производится.Следует заметить, что при накачивании воды в Р. надлежит выпуск ее производить на уровне воды в Р.,чего молено достигнуть например устройством подвижного, регулируемого поплавком колена; этим устраняется излишняя затрата по подаче воды выше требуемой высоты.

3. Условия расположения Р. в земле на горизонтальном участке. Расположение Р. в земле будет наивыгоднейшим, если объём выемки земли будет равен объёму засыпки Р. землей сгер-ху и с боков. Однако Р. нередйо располагают так, чтобы расчетный уровень воды в нем совпадал с поверхностью земли. Дальнейший подсчет определяет условия наиболее экономичного расположения Р. в земле, а) П р я-моугольный Р. располагают так, чтобы объём выемки земли покрывал потребность земли для засыпки Р. сверху и с боков. Тогда с обозначениями на фигуре 7 и 12,щайдем, что объём выемки

V_u=XY(h_s-h_e), объём Р. поверх уровня земли V₀=XY(h_e+K + e)

и объём тела, ограниченного уровнем^земли и поверхностью насыпи,

V=V_u+V₀=XY(h_s + K + e)·, с другой стороны,

V=XYH + 1,5 (X + Y) II² + 0,75 πΙΡ.

сота уровня воды в резервуаре над поверхностью земли определится из формулы:

К=н - (h_u + е + и) (22).

и глубина выемки из формулы:

f=К - /V (23)

б) Круглый Р. Расчет производится аналогично предыдущему. Пользуясь обозначениями на фигуре 13, получим ЗЯ³ + ЗЯЯ² + Я²Я - Я² (h_s + h_u + e)=0, (21) h_e=Η — (h_u + e + и), (22)

f=h_s - (23)

Для h_u, e, и берут средние их значения.

4. Статический расчет каменных Р. подчиняется правилам строительной механики. На наружные стены действуют следующие силы (фигура 14): собственный вес Р, давление S, передаваемое сводом, давление земли Е и давление воды W. Расчет делают как для наполненного, так и для порожнего Р. Чтобы стена не испытывала растягиваю- ж — -щих напряжений, равнодействующая всех перечисленных сил должна пересекать основание стены в средней его трети. Средние стены испытывают: давление от собственного веса, давление, передаваемое сводами, и давление от воды.

Расчет ведется на одностороннее давление воды с каждой стороны стены, то есть при попеременном заполнении водою одной из смежных камер. Равнодействующая указанных сил в обоих случаях должна проходить в средней трети стены. Своды несут на себе нагрузку от собственного веса и веса засыпки. Для того чтобы у в своде не было растягивающих напряжений, линия дав-. ления на всем протяжении должна проходить внутри ядра, т.е.в средней трети свода.

. Если дно Р. должно противодействовать давлению воды снизу лишь своей тяжестью, то толщина такого дна определяется из ф-лы

5= у, (24) Фигура 15.

где s—толщина дна в м, А—давление воды в стройке. Внутренние размеры бассейна: дли-т/м“ к γ—уд. в материала дна в т/м³. Дно, на 8,5 ж, ширина 4 ж. Дно бассейна располо-

5. Каменные Р. в связи с их конструкцией. На фигуре 15 изображен прямоугольный Р., состоящий из двух отделений ."каждое из которых вмещает 3 000 ж³ воды при глубине ее в 6 ж. Конструкция ясна из чертежа. Вода из источника водоводом направляется прежде всего в приемный бассейн, а затем двумя отдельными трубами—в каждое из отделений Р.; трубы эти снабжены задвижками, позволяющими по желанию прекращать доступ воды к тому или иному отделению Р. Приемный бассейн помещен в небольшой при-

Приравнивая правые части последних двух равенств, получим ур-ие

0,75 лЯ³ + 1,5 (X + У) Я² +

+ ΧΥΗ - ΧΥ (h_s + К + е) - 0, (21)

из которого и определится величина Я.Тогда вы-

имеющее толщину s, не испытывает изгибающих моментов и м. б. сделано из трамбованного бетона. Уменьшая же определенную по ур-ию (24) толщину бетонного дна, сделав его например толщиною d (в ж), мы должны часть А усилия, а именно

A=A~yd, (25)

вызывающего изгибающие моменты, передать арматуре, соорудив дно из железобетона (смотрите Железобетонные конструкции).

жено на 1,60 метров ниже верха стены и поддерживается сводом толщиною 0,20 метров при пролете 3,20 метров и подъеме 0,60 метров Трубы с кранами при них расположены в особом помещении под приемным бассейном. От каждого отделения Р. отходит по одной отводящей воду трубе, по одной переливной и одной опоражнивающей трубе. Подающие и опоражнивающие трубы снабжены соответствующими вентилями.

Дно Р. конструируют соответственно грунту, на котором оно сооружается. Наивыгоднейшим грунтом в данном отношении является сплошная скала, дающая возможность ограничиться наименьшей толщиной дна. При плотном скалистом, но водопропускающем грунте дну придают б. ч. толщину в 20—25 см. При гравелистом грунте доводя;г толщину до 35— 50 см. Как правило дно Р. делают в виде сплошной плиты под всем-сооружением и лишь затем, после соответствующего затвердения этой плиты, возводят стены и внутренние столбы, поддерживающие перекрытие. Материалом для сооружения дна каменного Р.служит обычно бетон, но в известных случаях применяют и железобетон (например при ненадежном грунте, а также в местностях, подверженных землетрясениям). Особенное внимание следует уделить водонепроницаемости дна Р. С этой целью Р. в Париже сделаны с двойным дном и с промежуточными, доступными для проезда каналами, соединенными между собой дренажем; в этих каналах проложен и трубопровод. В местностях, подверженных землетрясению, надлежит принимать особые меры к устранению опасности разрушения Р. В этом отношении хорошие результаты дало мероприятие, примененное при постройке резервуара в Иокагаме (фнг. 1C). Дно основывалось на слое промерзшей глины, смешанной с щебнем и тщательно утрамбованной. Такая же глина, но смешанная с водой и промятая, забивалась и утрамбовывалась тонкими слоями между возводимыми бетонными стенами Р. и отрытым для него котлованом. Подобное устройство было применено и при постройке в 1901 г. Р. для чистой воды в Филадельфии (фигура 17; на чертеже изображено такйге сводчатое перекрытие этого Р., покрытое дренированным слоем глины и слоем бетона).

Особенную заботу следует проявить в отношении уст-ройствадренажа в грунте, в котором могут произойти оползни. В этом случае дренаж устраивается и под дном Р„ ас верховой стороны и с боков Р. доводят заполненные камнем дрены до глубины ниже плоскостей скольжения. Характерным примером в отношении изоляции дна и стен может служить открытый Р.-водоем в Рочестере (Rochester) емкостью 550 000 .и³ (фигура 18). Размеры эллиптического в плане Р.: длина 457,5 м, ширина

183,0 м, наибольшая глубина 7,52м. Дно Р.

состоит из двух бетонных слоев ап Ь, отделенных друг от друга прослойком с из просмоленного войлока. Нижний слой b сделан толщи-

лос, шириною 4,2 м, средний промежуточный прослоек (в несколько слоев) имеет толщину 15 миллиметров. Верхний слой а (толщиною 30 см) состоит из квадратных бетонных плит de, отделенных друг от друга залитыми смолою швами (например d), под к-рыми нижний бетонный слой f утолщен до 15 сантиметров и усилен перекрестной железной арматурой. Фундамент и покоящаяся на нем стена сооружались отдельно; первый—участками длиною 3,05 м, вторая—участками длиною 6,10 метров Водонепроницаемый прослоек с продлен по поверхности фундамента вглубь стены на 0,61 м, а над фундаментными швами (через каждые 3,05 м) еще на длину gh=0,76 метров С боков в стенных бетонных блоках (объёмом каждый в 80 ж³) имеются борозды, соединяющиеся—по смычке блоков—в один общий канал ik, имеющий шприцу 20 см. Этот канал

заполнен утрамбованной смесыо глины с песком, смыкающейся у к с изоляционным прослойком gh. Швы между стенными блоками (например η) заполнены глиной. В нижней части стены (вокруг всего Р.) сделан ревизионный ход R. Через каждые 7,1 метров проложены в фундаменте трубы i т, отводящие скопляющуюся в ревизионном ходе воду в песчано-гравелистую подпочву. Дно Р. надлежит сооружать на материковом грунте, заделывая все неровности и неплотности утрамбованным бетоном; игнорирование этого требования приводило не раз к печальным результатам. При расположении Р. на крутых склонах дно делают уступами. Нормально же дно имеет уклон в з—4% и снабжено иногда канальцами для лучшего стока жидкости во время чистки Р.

В нек-рых случаях дну придают форму обратных сводов, как это например сделано у Р. в Висбадене (фигура 19).

Стены Р., смотря по обстоятельствам, проектируют самой разнообразной формы: отвесными, наклонными, сводчатообразными и комбинированными. Наиболее выгодно устройство Р. в плотной скале по туннельному способу (смотрите Туннели). Так, в Неаполе Р. выделан в скале, а для того чтобы его сделать водонепроницаемым, оказалось достаточным гладко затереть его изнутри цементной штукатуркой толщиною 5— 13мм. При сооружении Р.в плотном скалистом грунте, допускающем отвесные стенки и свободно воспринимающем, передаваемые наружными стенками Р. горизонтальные давления жидкости, на опору действуют лишь вертикальные силы. Пример такого Р. представляет собой Р. емкостью 800 ж³ в г. Лаар (фигура 20). Этот Р. как бы вделан в скалу из пестрого песчаника, послужившего материалом для постройки самого Р., отвесные стены которого имеют толщину в 1 д. При указанных условиях требуется плотное прилегание наружных плоскостей стен Р, к скале. В противном случае приходится придавать наружным стенам значительно большие размеры (фигура 21). При сводчатом перекрытии щековые стены м. б., сделайы меньшей толщины сравнительно с опорными стенами. В Р., в которых устройство щековых стен нецелесообразно, все наружные стены служат опорами для перекрывающих Р. сводов (фигура 22); своды сходятся в углах наподобие крестовых сводов и перекрещиваются с цилиндрическими сводами, перекрывающими средние отделения. При постройке Р. в обыкновенных грунтах давление крайних сводов передается целиком на наружные опорные стены, проектируемые по типу стен, показанных на фигуре 19, 23 и 24. Последний тип требует больше материалов, чем остальные. Весьма экономичен в отношении расходования материалов Р. типа, приведенного на фигуре 19 (с дном в виде обратных сводов). Иногда Р. сооружали каналообразного сечения, перекрывая их одним сводом и заменяя вертикальные опоры опорными подушками; получались своды с потерянными опорами. Примером такого Р. может служить каменный Р. в Мюльгейме (фигура 25). На фигуре 26 и 27 изображены бетонные Р., сооруженные для порайонного водоснабжения нескольких поселений. Перекрытие каменных Р. делается обыкновенно сводчатое. По гигиеническим соображениям надлежит Р., предназначенные для хранения питьевой воды, перекрывать сводами или плоскими потолками с покрытием их цементной штукатуркой и поверх ее—смолистыми препаратами. Для предохранения воды от изменения t° воздуха перекрытия и стены Р. покрывают земляной засыпкой, слой которой на перекрытии достигает

1—2,5 метров При достаточной толщине насыпи делают посадку зеленых насаждений. Р. без боковой обсыпки (фигура 15) встречаются реже, г. к. в них наружные стены получаются более толстыми, требуют внешней отделки и ненадежно защищают воду от изменений 1°. Но, с другой стороны, открытые стены позволяют лучше наблюдать за их исправным состоянием. Все Р. (как хранилища жидкостей) требуют тщательной изоляции изнутри от утечки и снаружи—от проникания атмосферных и почвенных вод в Р. Наружная изоляция дополняется дренажем, укладываемым поверх перекрытия (по преимуществу в пазухах сводов), с боков, а иногда и под дном Р., чтобы просачивающаяся сквозь земляную засыпку атмосферная вода не могла нигде застояться.

II. Железобетонные Р. 1. Общие указания. При расположении железобетонных Р. в земле руководствуются правилами, приведенными для каменных Р. Железобетонные Р. применяются преимущественно там, где не вполне надежен грунт. В остальных случаях выбор того или другого материала зависит от стоимости сооружения. Наиболее целесообразной формой железобетонного Р. является круглая, в виде кругового кольца, испытывающего при сравнительно тонких стенках лишь растягивающие напряжения. Растягивающие усилия воспринимаются кольцевой арматурой, причем толщину бетонной стенки делают с таким расчетом, чтобы растягивающие напряжения в бетоне не превосходили допускаемых (ок. 10 килограмм/см²). Площадь сечения горизонтальных железных колец, приходящаяся на единицу высоты стены, должна увеличиваться с глубиной воды. Кроме того закладывается равномерно вертикальная распределительная арматура, толщина которой по высоте не меняется. Места примыкания стен ко дну подвергаются изгибу, поэтому должен быть соответственным образом армированы. Наиболее часто круглые Р. находят применение в водонапорных башнях. Прямоугольные Р. применяются там, где по местным обстоятельствам предназначенная для их размещения площадь должен быть полностью использована. Прямоугольная форма допусьает лучшее деление Р. па отделения; кроме того опалубка для бетона при прямоугольном Р. получается более простая и дешевая. Но, с другой стороны, условия для работы упругих сил в стенках прямоугольных Р. менее выгодны, т. к. помимо растягивающих усилий на стенки действуют еще изгибающие моменты; кроме того углы легко становятся водопроницаемыми. При значительной глубине воды стенки прямоугольных железобетонных Р. требуют усиления ребрами. В общем глубина воды в Р. не должна превышать 5 метров Малые Р., устанавливаемые в земле, наиболее целесообразно проектировать в виде полушара (фигура 27) или цилиндрической формы с плоским дном и сводчатым перекрытием. Малые Р., устанавливаемые в особых помещениях, обыкновенно конструируют с самостоятельным дном и располагают независимо от находящихся под ними междуэтажных перекрытий, отделяя их толевой или иной подходящей прокладкой (фигура 28). Жесткое соединение дна Р. с его опорой допустимо лишь в случае вполне надежного грунта, исключающего всякую возможность какой-либо осадки; в противном случае Р. надлежит сооружать независимо от его опоры. Р. в земле надлежит во всяком случае располагать вне зависимости от других зданий и снабжать вентиляционными трубами. При значительных размерах в плане открыто стоящих железобетонных Р. (например бассейнов для плавания или иных целей) лишь один их конец закрепляется жестко в грунте, все же остальные опоры конструируются подвижными, в виде качающихся или легко деформирующихся тонких стоек, наподобие изображенных на фигуре 29, или

Продольный разрез щщщш

±299й_

Фигура 22.

Фигура 24.

y/f/^W>

ψψψψψ^ψ^Λ

159.5

скользящими. При очень больших размерах в плане требуется устройство швов расширения. В местах горных разработок Р. обыкно-

ние воды из Р. в грунт; при отсутствии надлежащего отвода может получиться размывание грунта под Р. и неравномерная осадка его со

Фигура 29а. венно опирают в трех точках. Для водоснабжения фабрик и заводов за границей часто используют фабричные дымовые трубы для прикрепления к ним трубчатых Р. (фигура 30),

гтлттп^ттгт nv Am ттт титлш. ТХГ гпгЛТГ^ ТТГРП^ТЛ

изменения в стенках последних не передава-лись трубчатым Р. Во всех случаях, независимо от наличия или отсутствия почвенных вод, грунт под дном Р. и с его боков дренируют

Фиг для отвода атмосферных и в соответствующих случаях почвенных вод. Дренаж особенно ценен тогда, когда появляется просачива-

всеми ее последствиями. Стенки и дно железобетонных Р. должны быть достаточно плотными, чтобы жидкость не могла профильтровываться сквозь них, вымывая раствор из бетона и подвергая ржавлению арматуру. Толщина покрытия последней бетоном доводится поэтому до 3—5 см. Мероприятиям и для предотвращения проникания жидкости сквозь стенки и дно Р. могут служить: а) употребление в дело плотного бетона, у которого степень насыщения раствором не менее 1_Ч05 и в к-ром количество раствора по крайней мере в 1,2 раза превышает объём пустот в камневидной добавке; увеличение плотности бетона достигается прибавкой трасса, шлаковой муки, каменной муки, глины,квасцов, мыла и прочие; литой бетон более водонепроницаем, чем трамбованный; б) цементная штукатурка толщиною 10—20 миллиметровнаносимая различными способами (железнение, торкретирование по способу Гофмана, Мозера идр.); в) покрытие разными составами (церезитом, инертолем, антаквидом, эйронитом. маргали-том, нигритом, преолитом и др.); г) внутренняя отделка стеклянными плитами (особенно пригодными при хранении в Р. к-т, вина и т.п.), шиферными плитами, керамикой, металлич. листами идр. Круглые яселезобетонные Р. построены емкостью в 10 000 м³ и более при глубине воды до 12 метров Благодаря усовершенствованию методов расчета ^фцг· ³¹ ·

удалось построить также прямоугольные железобетонные резервуары большой емкости.

2. Статический расчет стенок круглых железобетонных Р. (фигура 31) производится на основании следующих соображений. Для упрощения расчета не принимают во внимание толщину δ стенки. Происходящую от этого ошибку исправляют путем увеличения напряжения на 10% у внутреннего края стенки и уменьшением этого напряжения на те же 10% у внешнего края. Давление воды на стенку на глубине х от поверхности воды равно р=ух. (26)

Кольцевое растягивающее усилие в стенке Р. на глубине ж будет

N_x=р г=ухг. (27)

В этих ф-лах у—вес единицы объёма жидко сти и г—радиус Р. Относительное удлинение

М 2л ю_х с_х Νχ Т “ 2лг “ Е ~ 1 - <5 · Е ⁹

откуда

-ж > ⁽²⁸>

где w_x—радиальное приращение, <5—толщина стенки Р. и Е—модуль упругости. Кольцевое растягивающее усилие, возникающее в высотном отрезке dx, будет равно

dZ=N_x dx. (29)

Полное кольцевое растягивающее усилие по всей высоте стенки Р. выразится величиной

h h

Z= f N_xdx= j yxrdx=^γγ ~=^yh^D. (30)

Если кольцевое растягивающее усилие, возникающее в стенке Р., должно быть воспринято арматурой, то сечение ее

^-чйГ ⁽³¹⁾

где R_e—допускаемое напряжение для стали“. Принимая Д,= 1 т/см² и выражая у в тДм³, h и D в м, получим

yfl2 D

СМ².

(32)

Количество арматуры в каждой из п равных частей, на к-рое разделена высота h, в сотых долях от всего сечения арматуры (по Лезеру) определяется чи, приведенными в таблице 1.

Т а б л. 1,—К о л п ч е с т в о арматуры по высоте (по Лезеру).

η.		2	3	4	*	6	7	8	9	10
1-й участок.		0,25	0,11	0,06	0,04 0,03		0,02	0.02	0,01	0,01
з-й	»	0,75	0 33	0.19	0,12	0,08	0,06	0,05	0.04	0,03
3-Й	»	—	0,56	0.31	0,20	0,14	0,10	0,08	0,06	0 05
4-й	»	—	—	0,44	0,28	0,19	0,15	0,11	0,09	0 07
5-й	»	—	—	—	0,36	0,25	0,18	0,11	0,11	0,09
6-й	»	—	—	—	—	0,31	0,22	0,17	0,14	0,11
7-Й	»	—	—	—	—	—	0,27	0,20	0.16	0,13
8-й	»	—	—	—	—	—	—	0,23	0,18	0,15
9-й	»	—	—	—	—	—	—	—	0,21	0.17
10-й	»									0,19

Толщина δ стенки может книзу увеличиваться или в пределах каждого высотного отрезка быть взята одинаковой толщины. В первом случае потребная толщина δ_χ стенки на глубине х от поверхности воды (при условии, что и бетон будет работать на растяжение) определяется из равенства

Ν_χ γχτ

^/?Λ Fb + nFe

1·βχ +η· Q

где R_b—допускаемое напряжение для бетона на растяжение и п—отношение модуля упругости железа к модулю упругости бетона. Из

* Термин «сталь» относится в статье к малоуглеродистому материалу (торговое название—«железо»).

последнего уравнения получаем

⁸*-?^хг{щ-тУ i³³)

При одинаковой толщине стенки ее расчет сведется к следующему. Бетону передаются растягивающие усилия 6 тем, чтобы они нигде не превосходили допускаемого напряжения, обусловливающего отсутствие в железобетоне трещин. Общее растягивающее усилие Z, возникающее в вертикальной полосе стенки Р., м. б. разложено на 2 усилия Z_h и Z_e, которые должен быть восприняты: первое—бетоном, второе—стальной арматурой. Если нулевая линия диаграммы напряжений совпадает с поверхностью Р., то при принятых обозначениях имеют место следующие выражения:

F_b-Hd; иди ά_$=²-ψ. (34)

На глубине х растягивающее напряжение в бетоне получится равным

®*=TT’ (35)

где а_и—напряжение у нижнего края стенки, причем <7_M=s Н_ъ. Величину Z_e находим следующим вычислением:

clZ=^,χ. ^dex dx ^2пFe °“ ^xidx·

h

z.

/I

j* 2 n

F_e · o_u x%. dx h*

7i3

2nF _ea_u3

(36)

Ыа долю бетона падает т. о. усилие

Z_b=Z — Z_e. (37)

При п=Е_е: Е_ь= 15, σ„=1?₆=10 килограмм/см² и F_eв еж² значения Z_e и Z_b (в тоннах) будут

Z_e=Q,lF_e (36)

Z_b=Z —0,1 F_e. (37)

Расстояние ц. т. сечения стенки от нижнего ее края а= 0,48 Н. Тогда изгибающий момент

M=Z_b-e=Z_b( 0,48Л —3) и момент сопротивления

3-0,48 Н

следовательно

ГГ 7? ^5

^аи~ Щ- SH

Zb (θ,48Η-|)

о.тт ’

откуда приближенно получаем

<5 =

(38)

(39)

0,27 тн_ь

При В_ь=10 килограмм/см², H, h и <5 в м и Z_b в т,

Ζ,ΛΗ-

толщина стенки

δ=·

-0,5h)

(39)

27Н2

По формуле (39) и (39) определяют толщину стенки как закрытых, так и открытых Р. Для проверки полученных результатов имеются приводимые ниже ф-лы, в которых линейные измерения выражены в см, площади F_{ и F_e—· в см², статич. момент S_u и момент сопротивления W,c—в см³, момент инерции 1_и—в см⁴, а величина Z — в килограммах. Приведенная площадь поперечного сечения железобетонной стенки

Fi=δΗ + 15F_e.

Статич. момент относительно нижнего края сечения

Н, h

3

*12

S_u=δΗ Υ + 15F_e

Момент инерции относительно нижнего края •течения

Ι_Μ=|δΗ*·|Η + 15ΐν-₈·ν

Отсюда

s_u=§; W_u=e=s„-1· (40)

Нижнее краевое напряжение (в кгIсм²) _Z_,Ze °“~ N Wu

Общий вес кольцевой арматуры в килограммах м. б. принят равным

G_e=яг²Я², (41)

где г и Я выражены в м. Благодаря жесткому закреплению кольцевой стенки в дншце и перекрытии (если оно имеется) в рассматриваемых отдельных вертикальных полосах стенки Р. возникают изгибающие моменты, имеющие (по Майеру) для стенок одинаковой толщины <5 следующие значения: верхний момент заделки

-у-у аз. из

(42)

М,

(43)

166,3

нижний момент заделки

I d-D-H

^М»=-(У--М2Г D—диаметр и Я—высота Р. в м, у—плотность жидкости в т/м³, М₀ и М_и—моменты в тм, отнесенные к вертикальной полосе стенки шириной 1 метров Вертикальную арматуру определяют помо-менту М₀. Примерное распределение арматуры изображено на фигуре 32. Если Р. проектируют. открытым (без перекрытия), то момент М₀, как таковой, отсутствует, тем не менее его вычисляют для подстановки в формулу (43) и для подсчета вертикальной арматуры кольцевой стенки резервуара. Купце рекомендует определять максимальную толщину кольцевой стенки открытого Р. при ж=|я, (44)

а вес кольцевой арматуры стенки исчислять по формуле

(45)

где г и Я—в м. Поперечное сечение f_e стальных стержней кольцевой арматуры или их расстояние t друг от друга он исчисляет до глу-

бины ж=- II по ф-ле

f_eR_e=yxrt, (46)

а для глубин ж=(|-г1,о)я величинуж в ф-ле (46) заменяют величиной х — 2 (Я — ж), причем в формуле (46) f_e выражено в см², R_e—в т/см¹, у—в m/м³, ж, г и t—в метров.

Промежуточные стенки P. обычно закрепляют в днище и перекрытии и получают в

Фигура 32.

этом случае вертикальную арматуру. При одинаковой толщине промежуточной стенки (фигура 33) верхний М₀ и нижний М„ опорные моменты получаются следующими, принимая длярасчетаодностороннее давление на стенку:

Μ - i0~2U 1 0 Η	(47)
M -J W~20, 1V±U »	(48)

где U и О—опорные реакции эпюры изгибающих моментов, площадь которой принимается за фиктивную нагрузку. Опорные реакции эти при Н=а+Ь выражаются следующими ф-лами:

(49)

О=— (Я² — b² — h^{2 45ί)+2ί}Λ

и _6Н уп о п _ть )

Я =

Wa

{в² — а² -

h²

45α-2 /Г

)

(50)

6Я ” " 270а

По опорным моментам строят моментную площадь. Рабочая высота h поперечного сечения (фигура34) промежуточной стенкиР .при симметричной двойной арматуре (F_e=F’_e) может быть определена, пользуясь табл.2 (по Лезеру), в которой расстояние а арматуры от края стенки взято равным 0,127г., момент М выражен F_e—в см².

Таблица 2.—В е л и ч и н ы к о э ф и ц и е в т о в для определения h и F_e.

в тем, длины—в сантиметров и

R_e=l,0 m/cjit²

R_e—1,2 т/см2

x : h	Rb	a j β		x : h	Rb	a j β
0,375 0,330 0,300 0,270	0,0400 0,0328 0,0286 0,0246	9,45 12,05 14,15 16,70	78,93 126,70 173,30 238,60	0,333 0,300 0,270 0,240	0,0400 0,0343 0.0296 0,0252	10,80 12,92 15,25 18,12	122,4j 173,3; 238,6 383,3:

Rb даны в т/см². h и F_e вычисляются по ф-лам h=aYМ : В и F_e=Bh : β.

При расчете диаметральной поперечной стенки круглого Р. Леве помимо концевых моментов заделки учитывает также поперечное усилие

<3=6.7жг·^, (51)

где г и ж выражены в м, момент инерции 12 кольцевой стенки—в ом⁴, поперечное сечение F₂ последней— в м. Угловой момент рассчитывается по ф-ле

М_е - 4,3ж · 1 (52)

___„ _ а тангенциальное усилие Ν_χ·— по

»·—^J ~ формуле (27), причем на прямую стен-Фигура 34. ку действует растягивающее усилие Νχ.Ζ. Когда железобетонный Р. не предохранен в полной мере от влияния Р-ных изменений извне земляной засыпкой, необходимо при расчете учесть также тепловой момент, равный (для круглых Р.)

_j (53)

Μ,

где εΕ =

2100000

т/м²=21 mlм², t, и темп-ры стенки внутри и снаружи, <5—толщина стенки, dx—высота рассматриваемой полосы стенки. Если выразить I в дм и <5 в м, то M_t выразится в тм и будет равен

M_t=-

HU-1„).

476«

(54)

М( равнозначен для всех кольцевых сечений и вызывает в наружных частях стенок растягивающие напряжения при ί,— ί„ положительном и сжимающие напряжения при i,— t_aотрицательном.

Если снаружи к стенкам присыпана земля, то при круглых железобетонных Р. не требуется проверки стенок на внешнее давление земли при опорожненном Р.,т. к. стенки, выдерживающие кольцевые растягивающие напряжения от внутреннего давления жидкости, могут выдержать также и сжимающие напряжения от внешнего давления земли. Проверка на относительное внешнее давление почвенных вод отпадает по той же причине. Однако не следует при расчете уменьшать внутреннее давление жидкости на величину давления земли или воды извне в виду проблематичности подсчета давления земли и неуверенности в постоянстве высокого уровня почвенных вод.

3. Статический расчет стенок прямоугольных железобетонных Р. (фигура 35). Если рассматривать произвольную горизонтальную полосу вдоль всего периметра прямоугольного железобетонного Р., то такая полоса достаточно точно м. б. рассчитана по Клапейрону (Clapeyron) как неразрезная балка, причем угловые моменты будут соответствовать опорным моментам. Обозначим через а и Ь большую и меньшую стороны Р., а через р—внутреннее давление. Очевидно, что во всех местах горизонтального сечения это давление будет одинаковой величины, и при постоянной толщине стенки и жестком соединении углов будет иметь место ур-ие:

М_е а + 2М_е (а + b) + М_е - b=- р (α³ + δ³),

откуда может быть определен угловой момент М_е:

^м*= -Г2 Р ^αϋν=- г» р +^&2)·

Аналогичный результат получается и при расчете с помощью ур-ия работы. Если учесть различие моментов инерции в стенках Р. и обозначить через 1_а момент инерции всех поперечных сечений стороны а стенки, а через 1_Ь—момент инерции всех поперечных сечений стороны Ь стенки резервуара, то, сохраняя остальные обозначения фигура 35, найдем для

работы упругих сил следующее выражение·.

А=2·

1 Г M}dx ₉ i p/jja’y

2 J Е1_а ⁺~2j El if

Так как т-о-жг, /²-^w* Ш * + щ J²“,

то при

V х(а - х)

и М_у=М_е +

р-у(.ь-у)

получим

Ά/Τ _ ¹ „ Ih-a³ + I_abз

• * 12^Р I_b-a + I_a-b

(56)

При 1_а=1_Ь получается формула (55). Наибольшие пролетные моменты будут

(57)

[М_ь=^+М_е. (58)

Необходимо при этом иметь в виду, что при расчете короткой стенки Р. пролетный момент должен быть принят равным не менее Д- ра².

При а=b и 1_Я=Д ф-лы (55), (56), (57)"и (58) преобразуются в следующие:

М=М, ₌Р^_Р^ ₌ Р^.

^{а m}b R ίο о_л

(59)

(60)

Если δ_а—толщина стенки длиною а, а д_ь—толщина стенки длиною Ь, то угловые моменты

М - 1 г, й«-«3 + ^·63 е 12 “ «|.а + «|. b	(61)
Ть = полУчим:
ме=-^р-(а2+b2).	(62)

Т. к. толщину стен прямоугольного Р. (при ащb) надлежит согласовать с получаемыми моментами, то последней формуле следует отдать предпочтение, т. к. она наиболее отвечает действительным условиям проектирования. Ф-лы для М_е, М_а и Mj м. б. приведены к такому виду:

Μ„=α·ρα²; Μ_α=β·ρα²; М_ь=у-рb². (63)

Значения коэф-тов а, β и у в ф-лах (63) приведены в таблице 3, 4 и 5. При 1„=1_Ь коэф-ты а, β и γ по Купце получают значения, указанные в таблице 3. М_ь может получиться отрицательным, однако и в этом случае необходимо предусмотреть арматуру для воспринятая определенного положительного момента (примерно

М_ь= + р· 2₄^:) · Если толщину <5_Я и д_ь стенок

Р. соразмерить соответственно наибольшим пролетным моментам, то коэф-ты α, β л γ по Палену м. б. взяты из табл. 4 {!„ и 1_Ь различны по величине). При несоразмерно малой расчетной толщине <5„ стенки берут <5„=и расчет производится при помощи табл. 3. Для

Таблица 3,—Значение коэфнциентов α, β и γ при I_a^=Ib·

Ь : а	0,50	0,55	0,60	0,65	0,70	0,75	0,80	0,85	0,90	0,95	1,00
а	-0,0625	-0.0627	-0,0633	-0,0644	-0,0658	-0.0677	-0,0700	-0,0727	-0,0766	-0,0794	-0,0833
β	+0,0625	+ 0,С623	+0,0617	+0,0606	+0,0592	+0,0573	+ 0,0550	+0,0523	+0,0490	+0.0456	+0.0417
У	-0,1250	-0,0823	-0,0508	-0,0270	- 0,0093	-0,0046	+0,0156	+ 0,0244	+0,0312	+0,0371	+0,0417

Ь : а	0,50	0,55	0,60	0,65	0,70	0,75	0,80	0,85	0,90	0,95	1,00
а	-0,0234	-0,0283	-0,0336	-0,0394	-0,0455	-0,0521	-0,0589	0,0656	-0.0724	0,0775	0.0834
β	+0,1016	+ 0,0967	+0,0914	+0,0856	+0,0795	+0,0729	+ 0,0661	+0,0594	+0,0526	+0,0475	+0,С416
У	+ 0,0314	+0,0314	+ 0,0317	+0,0317	+0,0321	+ 0,0324	+ 0,0330	+0,0342	+ 0 0356	+ 0,0391	+0,0416
6а-дЬ	0,555	0,570	0,589	0,609	0,635	0,667	0,607	0,759	0.823	0,907	1,000

Таблица 5.—Значение ноэфициентов α, β, у при 1_а^1 ^п усиленных углах.

b : а	0,50	0,55	0,60	0,65	0,70	0,75	0,80	0,85	0,90	0,95	1,00
а	-0,0263	-0,0318	-0,0378	-0,0444	—0,-0515	-0,0590	-0.0671	-0,0755	-0,0844	-0,0921	-0,0985
β	+ 0,0987	+0,0932	+0,0872	+0,0806	+ 0,0735	+ 0.0660	+ 0,0579	+0,0495	+0,0406	+ 0.С32Э	+ 0,0265
У	+0,0197	+ 0.0199	+ 0,0199	+0,0199	+0,0199	+0,0210	+ 0,0202	+0,0205	+ 0,0208	+0,0230	+0,0265
6а-6Ь	0,447	0,462	0,478	0,497	0,520	0,552	0,591	0,644	0,716	0,836	1,000

стенок, усиленных в углах сообразно фигура 36, коэф-ты а, β и у по Палену приведены в таблице 5 (1_а и 1_Ь различны по величине). При сравнении табл. 4 и 5 видно, что усиление стенок в углах влечет за собой увеличение угловых моментов и уменьшение пролетных.

Помимо указанных выше изгибающих моментов в стенках прямоугольного железобетонного Р. возникают продольные растягивающие усилия, равные в стенке длинной стороны JP.

Ν_α=(64) в стенке короткой стороны Р.

+=ψ· (65)

Тепловой момент в прямоугольном Р.

а, b

t,-1„ d,7.

м₍=--

476

a. b

(66)

Для P., представляющих собой в плане правильный многоугольник (треугольник, квадрат и тому подобное.) и имеющих равной толщины стенки, тепловой момент определяется по ф-ле

(54). Стенки Р. работают одновременно на изгиб и растяжение. Как и в круглом Р., в данном случае наружные стенки проектируют с одиночной арматурой, а внутренние—с двойной. Если арматура сжатой зоны стенки (фигура 37) имеет сечение F_e и отстоит от своего края на величину α= х, продольное растягивающее усилие действует по средней линий стенки и толщина стенки то для поперечного сечения с двойной арматурой

Q=^X[ А	0ь. 4 t
ЙИ * 11 +.
	м -?
	1
г * ) +

Фигура 37.

имеют место следующие соотношения: расстояние и усилия от середины арматуры растянутой зоны и=i.l,ir-0,lfe=0,45fc; (67)

напряжение в сжатой арматуре а_е=15 σ_δ·|=10 а_ь, (68)

продольное сжимающее усилие в сжатой зоне бетона

D_h=x-o_b.B·, (69)

продольное сжимающее усилие в сжатой арматуре

D_e=F’_e-i0-o_b=F_e-10-c_b·, (70)

продольное растягивающее усилие в растянутой арматуре

Z=F_e-c_e. (71)

Между внутренними силами D_h, D_e, Z и внешними усилиями N и М существует равновесие, если их значения удовлетворяют уравнениям

D_b + B_e-Z + N=0 I (jD_b + JD_e) h₀ + Nu=M i

Для поперечного сечения с одиночной арматурой D_e= 0, а потому ур-ия равновесия принимают вид:

D_b-Z + N= 0

O_b-h₀ + Nu=Μ I

Задавшись краевыми напряжениями а_ь< В, и а_е < R_e, можно по ф-лам (72) и (73) определить искомые рабочую высоту h и сечение F_e железа. В обобщенном виде величины h и F_e можно выразить следующими равенствами:

(72)

(73)

l + l^l + A·^]. (74)

(75)

коэф-ты κ, λ, μ, ν при одиночной и двойной арматуре по Лезеру принимают значения, указанные в таблице 6.

Проверку подобранного по табл. 6 поперечного сечения можно произвести по ур-иям (72) и (73), которые должны превратиться в тождества, при этом

F_e=^h- + ^NN

^е μ ν ¹

h₀=h— x; x=h·

15 щ

i5 n j) + Hfi

Для общей проверки полученных результатов могут служить следующие ф-лы, в которых величины линейных измерений должен быть выражены в

Т а б л. 6. — К о э ф и д и е н т ы “, Λ, μ, ν в ф о р м у л а х (74) и (75).

Допускаемые напряжения в ml сантиметров *		Одиночная арматура Fi- 0				Двойная арматура Fi-Fe
Re	Rb	У.	Я	μ	V	У.	А	μ	V
1,200 : 1,200 1,200 1.500 1.500 1.500	0,050 0,040 0,030 0,060 0,050 0,040	0,2677 0,8802 0,6052 0,2290 0^3040 0,4340	16,59 11,68 7,34 19,36 14.63 10,23	1,25 1,80 2,93 1,33 1,80 2,62	1,200 1,200 1,200 1.500 1.500 1.500	0,3723 0,5039 0,7587 0,3163 0,4025 0,5514	5,065 4,437 3,496 6,117 5,554 4,655	0,729 1,200 2,197 0,798 1,200 1,861	0,700 0,800 0,900 0,900 1,000 1.100

см, площадь F{—в см², статич. момент S₀—в е.и³, моменты инерции 1₀ и I_s—в см, сила Л^т—в кг и момент М—в к г/см. Приведенная площадь рассматриваемого поперечного сечения железобетонной стенки Р.

Ft=100 х + 15 Fe + 15 F_e. (76)

•Статич. момент относительно верхнего края сечения

S₀=100 ж · ~ ж + 15 Fe a + 15 F_e h. (76¹)

Момент инерции относительно верхнего края сечения

•С)= о · 100 а² · g ж + 15 Рё · л·· а +

+ 15 Fe-h-h. (76^й)

Расстояние от верхнего края до ц. т.

(7«^1П>

^Г г

Главный момент инерции относительно оси, проходящей через ц. т.,

I_s~I₀-Fi-s²0=I^8_v-s₀. (76IV)

Верхнее краевое напряжение (в кг/см²)

·τ?+£· ^

Нижнее краевое напряжение (в кг/см²)

^=₁₅[^ф+а· (76-)

Найденные напряжения в стенках Р. нигде не должны превосходить допускаемых. При одиночной арматуре величина F_e в ф-лах (76) должна быть приравнена нулю. Проверку найденных размеров стенки железобетонного Р. производят для сечений, в которых получаются наибольшие моменты. Для обеспечения достаточной водонепроницаемости Р. допускаемые напряжения понижаются по нормам НКПС 1926 г.: на растяжение основной арматуры до 700 килограмм/см²; на растяжение хомутов и скалывание арматуры до 500 килограмм/см². При сопряжении продольных стенок Р. с поперечными следует прочно Ш

Фигура 39.

Фигура 38.

скреплять эти места арматурой (фигура 38 и 39). Наличие внешнего давления земли или воды во всяком случае должен быть учтено при расчете прямоугольных Р., расположенных в земле. При сравнительно больших размерах дна Р. по отношению к высоте его стенок, последние надо рассчитывать как консольные балки, заделанные в дно Р. Во всяком случае моменты заделки в дно Р. и в перекрытие (если таковое имеется) должен быть приняты в расчет.

4. Дно и перекрытие железобетонных Р. При расположении железобетонных Р. на твердом основании (железобетонное перекрытие, скалистый грунт, бетонная плита) наружные краевые точки днища, представляющего железобетонную плиту, м. б. рассматриваемы как точки вращения. Дно в общем выгибается кверху, почему вызываемые нагрузкой стен угловые моменты уменьшаются. Если железобетонный Р. расположен на мягком основании (глинистая почва, прокладка из торфолеума и т. д.), то края днища сильно прижаты стенками, а средина его лишь слегка прилегает к основанию и при недостаточно прочном основании имеет стремление выпираться вверх на нек-ром протяжении аВ (фигура 40). Приближенно (по Кунце)

o_max.B-^-=(yhF6_Vb-).B-,

где а—давление на грунт и <5—толщина днища, откуда о .γη-μ™ ,₇₇.

°тах * i _ „ · (* ‘)

Действие нагрузки и противодействие грунта изображены графически загрузочными площадями есд и hdf—у концов днища и ighk— в середине. При расположении Р. в земле принимают во внимание внешнее воздействие почвенных вод и делают расчет для случая самой невыгодной нагрузки. Для погашения моментов заделки стенок в днище Р. надлежит места сопряжений стенок с дном особенно усиливать. Для распределения давления на большую площадь в соответствующих случаях уширяют подошвы стен и колонн, чтобы нигде не были превзойдены допускаемые давления на грунт. Особенно целесообразны железобетонные днища Р. (в виде сплошных фундаментных плит) при слабом грунте. При надежном грунте (скалистом, плотно песчаном и тому подобное.) достаточно сделать дно бетонным (ориентировочная толщина 25—40 см).

Перекрытие рассчитывают соответственно его конструкции, как сводчатое или плоское,

__ руководствуясь общими мето-

; дами расчета железобетонных ψперекрытий. В последнее время предпочитают конструировать

075 · 0.45 J4

Фигура 41.

плоские железобетонные перекрытия. При балочном перекрытии пролеты уменьшают установкой столбов.

5. Железобетонные Р. в связи с их конструкцией (примеры). На фигуре 11

	ί
1	ί 1
[	г —

	—
-4,0-

		f	Υ	Μ t
гп			1—i [	f f
	ΠΠ	π1	1

изображен в поперечном разрезе круглый железобетонный Р. емкостью 50 ж³. Арматура этого однокамерного Р. состоит из круглой стали, образующей сетку, в которой горизонтальные кольца работают на растяжение. Толщина стенок таких малых Р. при высоте воды 5 ж м.45. принята (ориентировочно) наверху в 5—7 см, а внизу 12—18 см. На фигуре 42 представлен круглый железобетонный Р., сооруженный на возвышенности, обеспечивающей потребный напор. Внутренней концентрич. кольцевой стенкой Р. разделен на две камеры. Башенные установки железобетонных Р. строятся различных типов: на фигуре 43—круглый Р., покоящийся на плоской плите, перекрывающей башенную опору и служащей в то же время днищем Р.; на фигуре 44—два круглых Р. с сводчатообразными днищами, поддерживаемыми опорными кольцами; на фигуре 45—

талей сопряжений арматуры в узлах показаны на фигуре 47 — 49 для наружных стенок железобетонных Р. с дном и перекрытием, на фигуре 50 для внутренней стенки с дном и на фигуре 51 для колонны с дном и перекрытием.

III. Стальные Р. Наиболее простою формою Р. является цилиндр с плоским дном, устанавливаемый на стальных балках. Толщина вертикальных стенок такого Р. принимается соответственно гидростатич. давлению и вычисляется по ф-ле:

где δ—толщина стенки Р. в миллиметров; —практич. величина в пределах 2,5—5 миллиметров, добавляемая на изнашивание от ржавчины, ослабление заклепками и т. π.; γ—объёмный вес жидкости; h—высота от поверхности жидкости до средины рассчитываемого пояса стенки Р. в м; г—радиус Р. в м и R₃—допускаемое напряжение на разрыв материала Р. в килограммах/мм². Ф-ла (78) выводится при учете усилия, разрывающего Р. давлением жидкости. Вместо того, чтобы вводить в ф-лы практич. величину <5_1; м. б. введен коэф. η,равный отношению сопротивления заклепочного шва к сопротивлению цельного листа; при одном ряде заклепок можно принять »/=0,6. Тогда формула (78) примет вид

(79)

В виду износа от ржавления не следует брать толщину стали менее 6 миллиметров. При проектировании водонапорного Р. по данному его объёму Q следует стремиться получить необходимую емкость при наименьшей поверхности, иначе говоря, с наименьшей затратой стали; это условие^|Ьыполняется для цилиндра, ког да ^=2“, ^гД^е &—высота Р. и Ώ—диаметр Р. В этом случае

D=Y^=l,m VQ. (80)

Р. с плоскими днищами, обладающие крупными недостатками (плоские листы работают невыгодно, испытывая большие напряжения, и требуют поэтому особых подпор; недоступность днища для осмотра и ремонта и т. д.), в настоящее время почти не применяются в водопроводном деле (за исключением малых Р.—баков второстепенного назначения) и вытеснены Р. с конич. и сферич. днищами. Последние бывают выпуклые и вогнутые; у первых материал днища подвержен растяжению, у вторых—сжатию. Опорная часть этих Р. представляет кольцо (являющееся продолжением боковых стенок Р.), укрепленное внизу накладками и угольниками.Преимущества сферич. днища—возможность придать ему меньшую толщину и полная доступность всего днища для осмотра и ремонта.

В сферич. и конич. днищах, образованных поверхностью вращения, различают два направления напряжений (фигура 52): 1) меридиональное напряжение s, направленное по образующей поверхности днища и отнесенное

к 1 * длины параллельного круга (горизонтального сечения), и 2) кольцевое напряжение t, направленное горизонтально и отнесенное к 1 ж длины по образующей. а) Для выпуклого полушарового днища (тип

2Lr	(/г-	У я	3r-2y
2 1		3	2г-у,
уг		У	9г-4у
2		3	2 г-у

(81)

где γ—вес 1 ж³ жидкости. При у=0 (и х= 0)

вторые члены (отрицательные) отпадают и с =ί=Ш.

°тах ^νmax 2

Обратно, s_min и t_min получаются, когда отрицательные вторые члены обеих формул достигают максимума, что получится при у=г:

S_min=у - I) “ tmin=? [^h ~ |) ’

Для того чтобы в днище не возникало напряжений сжатия, s_min и t_min должен быть положительными. Следовательно должен быть

Гогда объём Р.

V=| да³ + яг² h

да·³ + ₃ лг³=₃ лг³

?. е. объёмы цилиндрич. и полушаровой частей должен быть равны. б) Для выпуклого сферич. днища (фигура 54)

•-SM)

• уе{b-_Х)-8-£(ь-т)·

в) Для выпуклого копия. днища (фигура 55)

s=y£(h-fa) и t-y^lj(H-х). (83)

В вогнутых днищах получаются сжимающие усилия. Поэтому им придают жесткость

Фигура 55. Фиг., 56. Фигура 57.

при помощи профильной стали во избежание изгибаний от сжатия. г) Для вогнутого сферич. днища (фигура 56)

t=yg(h+x) — s=^γ{(κ + х). (84)

д) Для вогнутого конич. днища (фигура 57)

h+²-s

s=yy-

и t—уу·

h + x

(85)

2sin β “ ‘ “ sini

Толщину днища определяют по наибольшему из двух напряжений по ф-ле

<5=——г~ миллиметров или <5=—:— миллиметров,

1000JlH_z lOOOtjtis

(86)

где R_z—прочное сопротивление на разрыв в килограммах/см², а коэф. 1 000 введен в виду того, что значения s и t отнесены к 1 ж длины. Толщина сферич. днища уменьшается с уменьшением радиуса кривизны. Обычно стрела кривизны днища не превосходит —, при к-рой

e²=(f )· + (ρ - ~У [ИЛИ о=1,06251). (87)

Наименьший предел для ρ независимо от практических соображений—уменьшения толщины днища с уменьшением радиуса кривизны—является

D

*?=г·

Далее этого продела при обыкновенной выпуклой или вогнутой форме днища уменьшить о невозможно.

Днища Р. системы Интце (фигура 58) допускают уменьшение ρ ниже указанного ранее предела; кроме того при некотором соотношении размеров отдельных частей днища возможно получить вертикальное давление на опоры. Давление на опоры Р₀ (равнодействующая давлений S от сферич. части днища и К от конической) вертикально, когда S=K и α=β. Т. к. силы К я S выражаются ф-лами

_g

jid cos β Л

(Ьо + НЛ (nd*

_S__ 2 )^Y { 4 )

• pd COS a ’

то при S=К и a=β получим

^d~Vi «*>

При обозначениях согласно фигура 59 для определения размеров частей днища в Р. сист. Интце имеют место следующие ф-лы: 1) для конической части днища сжимающее напряжение в направлении образующей конуса (на единицу длины окружности)

а гу(н-|зс)

^К=цЛ*Га~ Ас“*-· (89)

где G—вес жидкости объёма ABCEF и растягивающее кольцевое напряжение (перпендикулярное к образующей конуса) на единицу длины

^Т=У^а-У- О⁰)

2) Для сферической части днища сжимающее напряжение

s= у (/г₀+ *).-!; (91)

O=y(h₀+x₁)Q-S=y [h₀ + I ®r) I · (92)

3) Если сферическая вогнутая часть днища будет заменена обратным конусом

(в больших Р. сист. Интце), то имеютместо ф-лы (фигура 60):

2 h + - х
2 Sin β U	(93)
tj h+x U=у · —— ‘ sin β а	(94)

Вданном’случае величина U вдвое больше величины S и поэтому U служит для определения толщины днища.

4) Для того чтобы опорное давление Р получилось вертикальным (смотрите выше), должен быть ii sin a=Scos β. (95)

Фиг

При этом условии опорное кольцо и опора воспринимают лишь вертикальные силы:

Склепку Р. производят внахлестку без накладок, исключая стык вертикальной стенки с наклонною и этой последней с сферич. частью, где применяются накладки, выгнутые из котельной стали. Крепление труб, входящих в Р., делают так, чтобы деформации, получающиеся в днищах от изменения t° или нагрузки, не влекли за собою расстройства стыков труб. Для этого трубы прикрепляют фланцами на болтах и помещают на самых трубах особые компенсаторы в виде медных расширений или же крепят трубы при помощи особых компенсационных сальников. На фигуре 61—66 показано несколько конструкций стальных Р.

иихдеталей: на фигуре61,62—опорные частиР.; на фигуре 63—Р. с полушаровым днищем (Барк-гаузена) емкостью 2U0 ж³; на фигуре 64—Р. емкостью 2 000 м³; днище его состоит из средней сферической выпуклой части и наружной конической части; на фигуре 65—опорная часть этого Р.; на фигуре 66—Р. с днищем Интце и с конич. верхней частью. Последняя конструкция не имеет особых преимуществ кроме небольшой экономии материала. Новейшей конструкцией является шаровой Р. сист. Клённе (фигура 67).

Он состоит из полого шара с приклепанным к нему опорным кольцом. Конструкция эта соединяет в себе все преимущества резервуаров Интце и Баркгаузена. Если конструкции этих последних Р. представляют много затруд-

-0.5-

нений в смысле их выполнения, то последний образец резервуара Клённе превосходит в этом отношении все предыдущие. На фигуре 68 изображена комбинация шарового Р. с дном по сист. Интце.

О Р. для хранения газов см. Газгольдер, а для хранения нефти—Нефтехранилища.

Кроме клепаных резервуаров применяются также стальные Р., изготовляемые путем сварки (смотрите). Сварные конструкции более выгодны, чем клепаные как в отношении затраты материала, так и расхода рабочей силы; но структура металла в месте сварки ухудшается, возникают дополнительные напряжения в материале от неравномерного нагрева, и определение качества выполнения сварки затруднительно. Понижение вязкости металла и Фигура 6 5. предела усталости учитывается снижением допускаемых напряжений или увеличением расчетных сил. Если на привариваемую часть действуют осевые силы без изгиба и кручения, то --а.75-1

сварные швы рассчитываются или на нормальные или на срезывающие напряжения, полагая равномерноераспре-деление усилия по сечению шва, то есть по ф-ле:

(⁹⁶>

где а—расчетное напряжение, Р—передаваемое на шов усилие, а—наименьшая толщина шва (размер а определяется по теоретич. се-

чению шва без учета выпуклостей, утолщающих шов), I—длина шва без учета концевых закругленных наплывов. При одновременном действии на торцевой шов нормального и срезывающего напряжений расчетное напряжение определяется по формуле (96) с заменой в ней величины Р величиной Q_max, означающей максимальную поперечную силу ,или величиной R,представляющей собой равнодействующую нормальной и поперечной сил; расчет ведется по наибольшей из этих двух величин. Если на шов кроме осевых сил действует еще изгибающий или крутящий момент, то краевое напряжение, нормальное или срезывающее, определяется по ф-ле:

_ р. м ^a°~al + W’

(97)

где W—момент сопротивления изгибу или кручению в зависимости от действующего мо-

дение al заменяется суммой произведений, то есть величиной ΣαΙ. Расчет сварных сопряжений производится на основании установленных норм допускаемых напряжений, причем сваркой разрешается пользоваться лишь при наличии опытного кадра сварщиков и производства предварительных испытаний образцов сварки, изготовленных тем же лицом, к-рому поручается сварка на месте работ. Примене-

нению с клепаными сопряжениями. Сварка производится при помощи кислородно-ацетиленового пламени (и др. газов) или вольтовой дуги. Пользование кузнечной сваркой не допускается. Ниже изложен метод расчета цилиндрического Р. со стенкой из пяти кольцевых слоев и с всюду подпертым плоским дном.

Расчет стенки цилиндрического Р. Примем следующие обозначения: 6_Г— толщина стенки в r-ом кольцевом слое; R— средний радиус Р.; γ—уд. в хранимой в резервуаре жидкости; h—высота цилиндрич. части Р.; F—площадь, W—модуль сопротивления и 1—момент инерции поперечного сечения стенки на каждый сантиметров периметра стенки; х—расстояние по высоте произвольного поперечного сечения стенки от верхнего ее края; ξ—расстояние по высоте произвольного поперечного сечения стенки от верхнего края соответствующего кольцевого слоя; у—путь деформации в радиальном направлении; М— момент и Q—поперечная сила, действующие в поперечном сечении стенки на каждый см периметра стенки; a_t—среднее напряжение в тангенциальном направлении; а_х—переменное напряжение от изгиба стенки в направлении оси цилиндрич. части Р.; т—переменное напряжение сдвига вследствие изгиба; Е—модуль упругости материала стенки, а также сварных швов. Вспомогательные величины:

	(98)
Е~тТ-	(99)
где т—коэф. Пуассона, равный в данном случае Между указанными величинами суще-
ствуют следующие зависимости:
M=El2’	(100)
Q=EId^3,	(101)
σ* = Ύϊ’	(102)
Sife II 8 b	(103)
г- 3. Q. 2 F	(104)

Ур-ие упругой линии вертикальной полосы стенки имеет вид:

X X

уН². у; х, п · х i У⁼Ш^{Х + C}!^{e C0S} η + ^С2^{е Sm} η +

X X

+ c₃e ^η cos ^ + c_te ⁷¹ sin * > (105)

где Ci, c_a, c„, c₄ — постоянные величины в пределах стенных отрезков равной толщины. Верхний край стенки рассматривается шарнирно закрепленным; здесь имеются следующие условия:

У ^{= 0}’~й ^{= 0}· (мв)

У перехода между слоями г — 1 (нижний край предыдущего слоя с индексом г — 1, и) и г (верхний край последующего слоя с индексом г, о) будут иметь место следующие условия:

У >--i, и ^ Уг, о (101)

вследствие неподвижности свариваемых концов слоев;

т. к. принадлежащие слоям г—1 и г ветви упругой линии должны постоянно переходить одна в другую;

вследствие постоянства моментов;

(8L,.-(g),„ (и»)

вследствие постоянства поперечной силы в переходном поперечном сечении. Для нижнего края стенки существуют условия:

у- °;§=о dii)

при жестком закреплении и у=0; Щ=0 (112)

при шарнирном соединении стенки Р. с его дном; в обоих случаях при у=0 расширение листов дна не учтено.

Вертикальные швы стенки цилиндрического Р. Полезная высота торцевых швов определяется толщиной стенки.

Т. к. допускаемое напряжение швов на растяжение меньше допускаемого напряжения на растяжение самой стенки, то приходится швы усиливать накладками. Вертикальные швы и их накладки испытывают наибольшее напряжение от растягивающих усилий, действующих на части стенок Р. Помимо этих сил на вертикальные швы действуют изгибающие моменты и поперечные силы. Те и другие имеют значение лишь для непокрытых швов (наир, в верхнем кольцевом слое, где по малости растягивающих усилий накладкимогутоказаться излишними). На швы, усиленные накладками, изгибающие моменты и поперечные силы оказывают малое влияние заисключением нижних кольцевых слоев, где изгибающие моменты достигают больших величин; но, с другой стороны, здесь уменьшаются почти до нулятангенци-альные напряжения в свариваемых листах стенок, а следовательно и горизонтальные растягивающие напряжения в вертикальных швах. Всем усилиям, действующим на вертикальные швы, хорошо противодействуют двусторонние накладки. При определении размеров этих накладок и их прикрепительных швов не следует учитывать сопротивляемость торцевых швов, имея в виду, что оба рассматриваемые рода швов имеют различные коэф-ты расширения и что торцевой шов не доступен позднейшим наблюдениям. Рассматривая вертикальные швы, следует упомянуть еще об усадочных напряжениях, имея в виду, что в вертикальных швах как-раз можно ожидать местное непосредственное и совместное действие основных напряжений с наибольшими усадочными напряжениями. В торцевых швах те усадочные напряжения, которые действуют перпендикулярно к направлению этих швов, могут достигнуть больших величин, причем в зависимости от способа выполнения швов эти напряжения м. б. местами или растягивающими или сжимающими. Кроме этих нормальных усадочных напряжений возникают в торцевых швах также изгибающие усадочные напряжения, причем по преимуществу перпендикулярно к направлению швов; происхождение этих изгибающих усадочных напряжений объясняется V-образной формой торцевых швов. Наибольшее значение имеют растягивающие усадочные напряжения, действующие перпендикулярно к вертикальным швам. Усадочные напряжения не поддаются учету. Чтобы избежать чрезмерных усадочных напряжений, необходимо выполнять резервуарные швы с особенной тщательностью.

Кольцевые швы стенки цилиндрического Р. Кольцевые швы, расположенные между отдельными свариваемыми кольцами стенок Р., мало подвержены изгибу перпендикулярно к направлению швов и в особенности сдвигу; но эти швы испытывают большие напряжения на растяжение, будучи жестко связаны с подверженными растяжению металлич. листами стенок Р. Так как коэф-ты упругости для металлич. листов и сварочного материала почти равны, то эти добавочные растягивающие напряжения, возникающие в кольцевых швах, должен быть приближенно равны тангенциальным напряжениям в прилегающих частях металлич. листов. С внешней стороны Р. кольцевые швы перекрываются накладками, привариваемыми к металлич. листам. Расположением накладок достигается: а) усиление стенок Р. в пределах швов, что влечет за собой уменьшение тангенциальных напряжений в металлич. листах Р. и добавочных растягивающих напряжений в кольцевых швах (однако одновременно увеличиваются изгибающие моменты); б) увеличение сопротивляемости кольцевых швов силам, перпендикулярным к швам; в) устранение раскрытия шва и дальнейшего распространения трещин в случае появления таковых. К недостаткам накладок следует отнести: а) увеличение стоимости сварных Р.; б) увеличение усадочных напряжений; в) появление добавочных растягивающих напряжений, равных по величине тангенциальным напряжениям в примыкающих металлич. листах стенок Р. Взамен кольцевых накладок для защиты кольцевых швов м. б. применены бандажи, которые обходятся дешевле накладок. Уменьшение тангенциальных напряжений в кольцевых швах зависит от сравнительного количества затраченных материалов на накладки или бандажи. Но всякое уменьшение добавочных напряжений влечет за собой увеличение изгибающих напряжений. В общем вблизи незащищенных кольцевых швов линия прогиба полосы стенки Р. меняет свое направление в обратную сторону; следовательно изгибающие напряжения в кольцевом шве остаются небольшими по величине. В защищенных накладками или бандажами швах линия прогиба, в отличие от предыдущего случая, падает в сторону кольцевых швов, причем в пределах последних упругая линия имеет более резкую кривизну; следовательно в данном случае изгибающие моменты имеют бблыную величину. Обыкновенно верхние кольцевые швы оставляют незащищенными накладками или бандажами, в то время как нижние снабжают таковыми. При расчетах влияние швов, прикрепляющих бандажи, и трение между стенками Р. и бандажами не учитывают. Принимается, что соприкосновение между бандажами и стенкойР. происходит только вдоль внешней окружности места перехода от одного поперечного сечения к другому. Такое предположение влечет за собой преувеличение определенных изгибающих моментов в указанном поперечном сечении, совпадающем с кольцевым швом; указанное обстоятельство учитывается закруглением линии моментов в пределах высоты бандажа. Для расчета переходных поперечных сечений, перекрытых бандажами,остаются в силе ур-ия (103), (104) и (105), представляющие собой переходные условия незащищенных швов. Четвертое же переходное условие вследствие непостоянства поперечной силы примет следующий вид:

Е%.

(дзу ₌Vdx3),.

Eyf r-1, г й1’-^г+я%4Ш·

(ИЗ)

Накладки и бандажи мало влияют на улучшение условий работы кольцевых швов и”на уменьшение опасности их разрыва, поскольку вопрос касается влияния давления жидкости.

Соединение стенки Р. с дном (фигура 69). Мысленно вырезаем из дна Р. полосу А В (принимая длину АВ малою по сравнению с радиусом Р.) и рассматриваем ее приближенно как балку. Пренебрегая моментом М_в (моментом относительно точки В) вследствие его малости, заменяем длину АВ и угол вращения т₀ подножия стенки Р. моментом М₀(моментом относительно подножия стенки) и равномерно распределенной нагрузкой р (считая на единицу длины). Если угол вращения г_Б у точки В равен нулю, то:

ΕΊ .т_я-£*-^-0, (114)

а следовательно:

(И5)

Угол вращения т,у4 определится из выражения:

тжгт _р^лз

-*о^то ^— 24

Μ₀λ

3

Μρλ

6

(116)

откуда:

(117)

Краевые условия для нижнего конца стенки (пренебрегая расширением дна) выразятся:

₍₌₀. _{+ т}___Ш

^U’ dx г- ^то зEI₀ р’

(118)

причем (для пятого, нижнего, кольцевого слоя):

М₀=Е1_ь~_г· (119)

Момент М„ при условии упругой заделки стенки Р. значительно меньше момента при условии жесткой заделки нижнего конца стенки, почему представляется возможным приварить стенку ко дну двумя швами, причем эти швы будут в состоянии безопасно воспринять как момент М₀, так и малую поперечную силу Q₀.

Подобное крепление стенки ко дну однако конструктивно невыгодно; поэтому к подножию стенки Р. с внешней его стороны прикрепляют обыкновенно кольцо из угловой стали.

Плоское подпертое дно цилиндрического Р. Наибольший изгибающий момент, действующий на неусиленныо металлич. листы дна у соединения его со стенкой Р., много меньше момента заделки стенки. Помимо изгибающих моментов, воздействующих на металлич. листы дна и на соединяющие их швы, в металлич. листах возникают нормальные напряжения, вызываемые поперечной силой, действующей в соединении дна со стенкой. Эта поперечная радиально направленная сила, будучи равномерно распределена по всему периметру дна (в данном случае по окружности), вызывает в последнем равномерное напряжение, если не считать трения между дном и его опорами. В любом элементе образующего дно диска действуют нормальные напряжения постоянной величины:

а=§£, (120)

°0

где <5₀—толщина дна, в то время как напряжение сдвига для любого направления сечения исчезает. Из стенных поперечных сил возникают поэтому в сварных швах дна Р. растягивающие напряжения, действующие в перпендикулярном к швам направлении, и добавочные продольные напряжения равной величины. Расчет плоского дна производят, поль-

Фигура 69.

зуясь теорией плит или пластин (смотрите) и имея i в виду, что стенки Р. передают на дню радиально направленные растягивающие усилия и радиальные изгибающие моменты, как те, так и другие равномерно распределенные вдоль края дна резервуара.

Лит.: Брилинг С. Р., Расчет железных водонапорных резервуаров, М.—Л., 19 V 0; В игре Л., Проект снабжения водой промышленного города, пер. с Франц., СПБ, 1905; Forchheimer Ph., Die Berechnung ebener und gekriimmter Behalterbdden, 2 Aufl., Lpz., 19(9; F и 1 z e r E.u.Schupp H.,Was-sertUrme, 9 Aufl., Strelitz, 1923; Backhausen G., Neuere Formen fur Flussigkeitsbehalter, «Z. d. VDI», 1900, Band 44; FflrsterM. u. Schupp H., Die Eisenkonstruktionen der Ingenieurhochbauten, 4 Aufl., Lpz., 1909; Handbuch fiir Eisenbetonbau, hrsg. v. F. Era-perger, B. 5, 3 Aufl., B., 1923; Pasternak P., Die praktische Berechnung der Biegebeanspruchung in kreis-runden Behaltern mit gewfilbten Boden und Decken und linear veranderlichen Wandstarken, «Schweizerische Bau-zeitung», Ziirich, 1927, B. 90; Posch 1 Ph., Berechnung von Behaltern nach neuern anaivtischen u. graphi-schen Methoden, 2 Auflage, B., 1926; Hartmann F., Die Statisch-unbestimmten Systeme des Eisen-u. Ei-senhetonbaues. 2 Auflage, B., 1922; Havas B., Ein Wasserbehalter in Eisenbeton, <B. u. E.», 1920, B. 19; Mayer M., Die lotrechte Bewehrung der zylindrisehen Behalf,erwand, ibid., 1910, B. 9; Reich E., Beitrag zur Berechnung zylindrischer Reservoire, ibidem, 19U7,

B. 6; Bortsch R., Die Biegungsbeanspruchungen in der Sohle von freistehenden Behaltern mit rechteckigem Grundriss, ibid., 1911, B. 10; Bortsch R., Beitrag /ur Berechnung der Wande quadratischer und rechtecki-gei ^ehalter mit oberem Rahmen, ibidem, 1919, B. 18;

P r e : lack E., Berechnung eines elliptischen Be-

haiters. ibid., 1921, B. 20; F e d e r h о f e r K., Graphi-sches Verfahren fiir die Ermittlung der Spannungsver-teilung in zylindrisehen Behalterwanden, ibidem, 1909, B. 8; L u e g e r O., Weyrauch R., Wasserversor-gung der Stadte, 2 Auflage, I.pz., 1914—16; S m r e k e r O., Die Wasserversorgung der Stadte, Handb. Ing., T. 3, B. 3, 5 Auflage, 1914; Esselborn K., Lehrbuch des Tiefbaues, 8 Aufl., B. 1—2, B., 1923—25; WeJerR, Leitfaden des Eisenbetonbaues, 2 Aufl., Leipzig, 1914; Loser B., Bemessungsverfahren. Zahlentafeln u. Zah-lenbeispiele zu der Bestimmungen d. deutschen Ausschus-ses f. Eisenbeton, v. September 1925, 2 Aufl., B., 1925; Runge C., Ueber die Formanderung eines zylindri-schen Wasserbehalters durch Wasserdruck, «Z. f. Math, u. Physik», Leipzig, 1904; Wunlram O., Eine be-merkenswerte Grossbehaltersclnveissung, «Die Schmelz-schweissung», Hamburg, 1930, Ц. 5; «Der Bauingenieur-», B., 1931, Jg. 12; «Die Bautechnik», В. С. Брилинг.