Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Анализ состояния проблемы определения ледовых нагрузок на морские гидротехнические сооружения . 23
1.1. Виды воздействия морских ледяных полей на МГТС 23
1.2. Физико-механические характеристики ровного льда 29
1.2.1 .Расчетная толщина льда 29
1.2.2.Прочность морского льда на сжатие и зависимость от основных факторов 32
1.3. Торосистые нагромождения 39
1.3.1 .Морфометрические характеристики торосов 40
1.3.2.Прочностные характеристики торосов 43
1.4. Существующие методы определения ледовых нагрузок на вертикальные опоры 49
1*4.1.Определение ледовых нагрузок по действующим нормативным документам СНиП 2.06.04.-82*(1995) и ВСН 41.88 51
1.4.2.0пределение ледовых нагрузок по API RP2N 1995 64
1.4.3. Методы определения ледовых нагрузок от киля тороса тороса (по литературным источникам) 70
1.5. Предложения по определению эффективного давления от ровного льда на вертикальные опоры 78
1.5.1. Предложения К.Н.Коржавина 78
1.5.2. Предложения по определению эффективного давления льда в зависимости от фактора (d/h) - отношения ширины сооружения к толщине ледяного поля 81
1.5. Выводы 88
Глава 2. Определение параметров морского льда и эксперимен тальные исследования для разработки моделей расчета ледовых нагрузок на ОМГТС 91
2.1. Экспериментальные исследования прочности образцов морского льда с учетом масштабного эффекта 91
2.2. Экспериментальные исследования ледовых нагрузок на одино чные вертикальные опоры 95
2.2.1. Эксперименты по разрушению блоков морского льда с целью исследования эффекта индентации (местного смятия) 95
2.2.2. Результаты опытов на местное смятие образцов льда 101
2.2.3. Влияние скорости деформации на прочность льда 101
2.2.4. Исследования процесса взаимодействия моделей вертикальных
опор с моделированным льдом в опытовом ледовом бассейне ААНИИ 105
2.3. Нагрузки на многоопорные сооружения 115
2.3.1.Экспериментальные исследования нагрузок при подвижке ледяного покрова на стенде с эквивалентным материалом 116
2.3.2. Опыты в ледовом бассейне Арктического и Антарктического научно-исследовательского института по исследованию ледовых нагрузок наряды опор 127
2.4. Эксперименты по моделированию взаимодействия тороса с препятствием 129
2..4.1.Разрушение модели тороса в виде нагромождения дискретной среды из пластинчатых обломков при взаимодействии с моделью опоры 130
2.4.2. Моделирование торосов в ледовом бассейне 131
2.5. Крупномасштабные эксперименты измерения прочности торосов на шельфе Охотского моря 133
2.6. Экспериментальные исследования в ледовом бассейне воздействия льда на винтовую опору 137
2.7. Выводы 140
Глава 3. Разработка основополагающих моделей расчета ледовых нагрузок на вертикальные преграды ОМГТС
3.1. Нормативная прочность льда на сжатие 143
3.2. Анализ результатов экспериментов в ледовом бассейне 149
3.2.1. Определение расчетной модели разрушения льда 149
3.2.2. Анализ экспериментов по определению влияния местного смятия на эффективное давление льда 155
3.3. Теоретическоее обоснование функции индентации 15'
3.3.1. Предельное давление при b/h« 1 по методу Г.А.Гениева [1962] 159
3.3.2. Предельное давление при b/h « 1 по зависимости Л.Прандтля [А.Надаи 1969] 161
3.4 Статистический анализ значений коэффициента kb 164
3.5.Нагрузки на многоопорные сооружения при подвижке ледяных полей ,. 167
3.5.1 .Факторы, определяющие эффект взаимовлияния льда 169
3.5.2 Схема расположения опор в один ряд, перпендикулярный движению Льда 169
3.5.3. Взаимодействие последовательно расположенных опор с припайным льдом при его подвижке 175
3.5.4. Ледовая нагрузка на многоопорное сооружение от дрейфующего ледяного поля (вероятностная оценка) 177
3.6. Ледовые нагрузки на широкие шельфовые сооружения с вертикальными стенками '. 190
3.6.1. Основные положения расчетного метода определения нагрузок на широкое цилиндрическое сооружение 195
3.6.2. Определение локальных ледовых нагрузок 204
3.6.3. Динамика воздействия льда на широкое сооружение 207
3.6.4.Динамическое воздействие льда на широкое сооружение при эксцентрической нагрузке 211
3.7. Фактор жесткости при взаимодействии системы лед - сооружение 214
3.7.1 Влияние фактора жесткости на частоту циклов 216
3.7.2.Влияние фактора жесткости к на величину глобальной нагрузки 218
3.8. Вертикальная опора с винтовой ледорезной поверхностью 221
3.9. О применении кинематического метода в морских условиях 223
3.10. Оценка расчетной толщины наслоенного льда 226
3.11. Методы определения нагрузок от однолетних торосов 230
3.11.1. Глобальные нагрузки от однолетних торосов 231
3.11.2.Метод расчета нагрузок от консолидированного слоя 231
3.11.3. Методы расчета нагрузок от киля 232
3.11.4.. Расчет нагрузки на сооружение от киля тороса .' 234
3.11.5. Прочностные характеристики киля тороса определяются по двум расчетным способам , 23 5
3.12. Основные результаты и выводы по 3-й главе 242
Глава 4. Сопоставительный анализ методов и рекомендаций по расчету ледовых нагрузок 246
4.1. Ледовая нагрузка по методу автора от ровного льда на одиночную цилиндрическую опору '.. 247
4.2. Расчет ледовой нагрузки от наслоенного льда на одиночную цилиндрическую опору по методу автора 250
4 3. Примеры сопоставительного расчета и анализа нагрузок на одиночную цилиндрическую о пору от киля тороса по методу автора и
API RP (1995) 251
4.4.Соотношения нагрузок на многоопорные сооружения при расчете по методу Афанасьева и по нормативным документам 264
4.5. Некоторые примеры сравнения расчетных нагрузок на одиночные опоры по методу автора с опытными данными 266
4.6. Основные результаты и выводы по главе 281
Заключение 283
Список литературы
- Физико-механические характеристики ровного льда
- Экспериментальные исследования ледовых нагрузок на одино чные вертикальные опоры
- Анализ экспериментов по определению влияния местного смятия на эффективное давление льда
- Расчет ледовой нагрузки от наслоенного льда на одиночную цилиндрическую опору по методу автора
Введение к работе
Актуальность диссертационной работы. За рубежом разведка и освоение ресурсов нефти и газа субарктического, затем и арктического шельфа были начаты США и Канадой в начале 60-х годов. Основные объемы работ приходятся на континентальный шельф Аляски, арктическую зону Канады, западное побережье Гренландии и акваторию Антарктиды Запасы месторождений оцениваются в 240 млн. т нефти и-140 млрд. м3 газа Освоение шельфа арктических морей (море Бофорта, арктический шельф Канады) начато в начале 70-х годов.
Российскими специалистами энергетический потенциал нашего шельфа оценивается в объеме 100 млрд. т условного топлива в пересчете на нефть, в том числе 16 млрд. т нефти и 84 трлн. м3 газа). Около 80% этих запасов приходится на долю замерзающих морей - Баренцева, Карского, Лаптевых, Восточно-Сибирского, Чукотского, Берингова и Охотского
На такой громадной акватории отработано не более 1 млн. погонных километров сейсморазведочных профилей 2D, а исследования 3D только начаты в последние годы у Сахалина и в Печорском море. В самом начале - региональное изучение моря Лаптевых, а также Восточно-Сибирского и Чукотского морей. Пробурено менее 200 скважин только на шельфе Сахалина и в Баренцевом море. А от Ямала до Магадана нет еще ни одной скважины. Но уже выявлено более 20 нефтегазоносных крупных осадочно-породных бассейнов, в 10 из которых наличие запасов углеводородов уже доказано. Также выявлено около 500 локальных структур, открыто 29 месторождений, в том числе супер гигантские газоконденсатные и газовые Штокмановское, Русановское, Ленинградское в Западной Арктике и несколько крупных месторождений на северовосточном шельфе Сахалина и в Печорском море.
Предполагается, что на море будет добыто в 2005 г. - 25-28 млн. т нефти и 30-35 млрд. м3 газа, в 2010 г. соответственно - 41-45 млн. т и 97-100 млрд. м3, в
2020 г. - 65-70 млн. т и 135-140 млрд. м . Более высокие темпы добычи могут быть достигнуты за счет освоения новых провинций и открытий в области технологии добычи. Планируется, что на Штокмановском месторождении будут работать три добывающие платформы, а к 2015 г. будет пробурено 156 скважин, которые должны дать 63 млрд. м3 газа в год. Через 15 лет, к 2030 г., количество скважин достигнет 216, а добыча газа возрастёт до 95 млрд. м3. Предполагается, что подготовка газа не будет осуществляться непосредственно на платформе - он будет подаваться по 500-километровому трубопроводу на берег, а затем - на экспорт в страны Европы. По нефтегазовому потенциалу недра Баренцева, Печорского и Карского морей содержат около 54 млрд. тонн условного топлива, а дальневосточных (прежде всего Охотского моря) до 17 млрд. тонн условного топлива. На шельфе дальневосточных морей выявлен значительный фонд (свыше 300) локальных структур. Россия впервые приступила к практической реализации двух сахалинских проектов: "Сахалин-1" (месторождения Одопту, Чайво и Аркутун-Даги) и "Сахалин-2 (месторождения Пильтун-Астохское и Лунское). С пяти нефтегазовых месторождений преду-сматривается добыть свыше 400 млн. тонн нефти и более 700 млрд м газа, для чего предстоит инвестировать более 25 млрд. долларов. Наиболее перспективными направлениями для продолжения нефтегазопоисковых работ являются участки шельфа Сахалина - 3, 4, 5, 6. Их потенциал оценивается в 1 млрд. тонн нефти и 3,5 трлн. м3 газа. Прибыль, полученная в результате успешного освоения шельфа, может существенно укрепить федеральный бюджет. Например, только реализация проектов "Сахалин-1" и "Сахалин-2" за 30 лет даст России доход около 80 млрд. долларов, из которых на Сахалинскую область приходится половина.
Опыт строительства и эксплуатации гидротехнических сооружений
в замерзающих морях.
Начиная с 1964 г. на шельфе замерзающих морей было построено значительное количество гидротехнических сооружений (платформ, островов, трубопроводов) и анализ их поведения во льдах имеет большое значение как для научных целей, так и для проектирования новых конструкций. С 1964 г. в з.Кука построено 18 стальных ледостойких стационарных платформ (ЛСП), причем 17 из них имели по 3-4 опорные колонны. Платформы крепились ко дну с помощью свай. Еще одна платформа была выполнена в виде монопода, ее крепили забивными сваями, расположенными под водой в понтонной части опоры. Опыт эксплуатации этих платформ показал достаточную их надежность. Основной недостаток этого типа.платформ - большой объем строительно-монтажных работ в открытом море. Моноподный вариант в условиях з.Кука оказался менее удачным из-за существенной вибрации верхней части при взаимодействии со льдом. В 1983-8 гг. на шельфе Балтийского моря (сектор ФРГ) были построены две ледостойкие платформы с гравитационным фундаментом.
Из платформ, работавших в море Бофорта (наиболее суровом из освоенных районов мирового шельфа) известны три: CIDC, SSDC и Моликпак. Все эти платформы являются мобильными. Платформа CIDC представляет собой комбинированное сооружение, состоящее из нижней сталь.ной и верхней железобетонной частей с размерами в плане 94x88 м. Платформа CIDC способна работать на глубинах до 18,5 м. В строй вошла в 1984 г.. С июля 2005 г. установлена на месторождении Чайво на глубине 14 м. Платформа SSDC была изготовлена из списанного танкера. Для того чтобы противостоять давлению льда, внутри корпуса по бортам был изготовлен бетонный пояс толщиной 1 м. В своем распоряжении имеет большие помещения для хранения расходуемых материалов и емкость для хранения добытой
нефти (до 100 тыс.тонн). Платформа способна работать на глубинах от 8 до 24 м. При применении бермы - и на больших глубинах. Длина опорной части, контактирующей со льдом - 202 м.
Платформа Моликпак это передвижное буровое морское основание для эксплуатации в ледовых морях, которое впервые было установлено в канадском секторе моря Бофорта в 1984 г. и использовалось для разведочного бурения в течение 4 зимних сезонов в канадской Арктике. Платформа Моликпак выполнена из стальных конструкций. Она состоит из кольцеобразного основания, на которое устанавливалась автономная палубная конструкция. Внутреннее пространство кольцеобразного основания заполняется песком, который обеспечивает свыше 80% сопротивления горизонтальному скольжению платформы. Моликпак была спроектирована, чтобы противостоять глобальным и локальным нагрузкам от однолетних и многолетних льдов. Она может непосредственно использоваться на глубинах от 9 до 21м. В более глубоких водах предусмотрена установка её на берму. Моликпак была куплена компанией Sakhalin Energy Investment Company Ltd. и модернизирована: снизу к платформе прикреплена подставка, что увеличило рабочую глубину работы платформы на 15 м. Летом 1998 года платформа Моликпак была установлена на сахалинском шельфе (РисВ. 1):
Маячные сооружения
Впервые проблема определения ледовых нагрузок возникла при строительстве маячных сооружений. В пятидесятых годах прошлого века в шведских водах было установлено 5 железобетонных телескопических маяков на банках с глубинами 5- 7 м [Реф. журнал ВТ №5, 1962 г.], Конструкции основания маяков имели цилиндрическую форму диаметром до18м.(рис.В.2 и В.З). Надстройки также цилиндрической формы размещались внутри основной части. Сооружения на место установки доставлялись наплаву, тут же
производилось выдвижение вверх надстроек и заключительная часть строительства. В суровую зиму маяки выдержали по оценкам шведских специалистов ледовое давление в пределах 1-го МПа. К настоящему времени в шведских и финских водах построено уже более пятидесяти маяков. Однако, на Балтике имели место и разрушения маяков [Cammaert, et al.1988]: маяк Tainio (Finland), был сдвинут льдом и разрушен в 1966 г.; в 1974 г. произошел излом маяка Kemi (Finland) в верхней части в результате сильной вибрации; у маяка Nygran (Sweden) ВІ969 году в результате давления ледяного поля разрушена верхняя часть выше уровня воды, маяк опрокинут.
До 1960 г. в Советском Союзе в открытом море с ледовыми условиями островные морские ледостойкие гидротехнические сооружения не строились и не было такой проблемы как определение ледовых нагрузок на ОМЛГТС. Проблема возникла тогда, когда согласно международной конвенции в конце
г. в Балтийском море на банке "Таллинна - Мадал" (на створе между Хельсинки и Таллинном) на глубине около 10 метров инженерно-строительными организациями ВМФ было установлено основание стационарного маяка, представляющее собой железобетонный массив-гигант цилиндрической формы диаметром 14 м. В конце зимнего периода, в марте
г. основание маяка было сдвинуто льдом и разрушено (Рис.В 4).
Рис.В. 1. Платформа Моликпак в море Бофорта
В экспертном официальном заключении (от 14.05.1963 г.) Н.Н. Джунковского отмечалось кроме причин аварии основания маяка, также то, что методы расчета ледовых нагрузок на морские островные гидротехнические сооружения отсутствуют и "...Считать необходимым возбудить перед соответствующими организациями вопрос постановки исследований по действию льда на морские сооружения ".
Автору настоящей диссертации профессором Джунковским Н.Н. настоятельно было предложено срочно переключиться с исследования волновой проблемы на изучение ледовой проблемы.
Изучение автором материала показало, что практически до начала шестидесятых годов не велось исследований проблемы взаимодействия морского льда с островными сооружениями. Однако, можно было предположить, что с
упомянутой проблемой много общего имеет характер взаимодействия речного льда с мостовыми опорами.
Взаимодействия льда с мостовыми опорами
По вопросу процессов взаимодействия речного льда с мостовыми опорами имелся обширный материал исследований Здесь следует отметить со-лидные исследования А.Н.Комаровского (1933), П.А.Кузнецова (1939.), Б.В. Зылева (1954 ), А.И Гамаюнова.(1956), К.Н. Коржавина (1962) и др. Этой проблемой ранее занимались также такие выдающиеся ученые как Л.Ф.Николаи и Г.П.Передерий. Работы П.А Кузнецова и разработанный им для морских сооружений ГОСТ 3440-46 "Нагрузки на гидротехнические сооружения. Нагрузки ледовые" в своей основе базировались на результатах этих речных исследований. В 1959 г. были введены общесоюзные нормы на ледовые нагрузки СН 76-59, а ГОСТ 3440-46 был отменен. Поскольку СН 76-59 и принятый взамен его СН 76-62 были разработаны только на базе речных ледовых условий и не учитывали морской специфики, требовалось создание специальных норм по определению ледовых нагрузок на морские гидротехнические сооружения.
Первые работы по исследованию морского льда
С целью разработки методов расчета ледовых нагрузок на ледостойкие морские гидротехнические сооружения (ЛМГТС) автором были выполнены в 1963 -1967 г.г. исследования причин разрушения основания маяка Таллинна - Мадал, изучение морских ледовых условий, работы по испытанию на прочность и смятие блоков морского льда, а также в 1968 - 1972 гг. совместно с Ю.В Долгополовым, З.И Швайштейном, эксперименты с моделями опор в опытовом ледовом бассейне ААНИИ, с Ф.И.Птухиным - работы по определению физико-механических характеристик морского льда с учетом масштабного эффекта на Балтийском, Белом и Охотском морях. Результаты
этих исследований позволили автору диссертации разработать первые основополагающие расчетные зависимости по определению ледовых нагрузок на вертикальные ЛМГТС. Актуальность и новизна этих исследований видна была по тому, что статьи по результатам этих работ в 1973 г.были переведены в Канаде (Afanasiev V.P., 1972), в США и Израиле (Afanasiev V.P. et al., 1971). В 1970 г. были опубликованы некоторые результаты натурных измерений давления льда на островные сооружения американских и канадских специалистов (Симпозиумы по льду: Рейкьявик, 1970 и Ленинград, 1972), которые подтвердили актуальность и новизну наших пионерных исследований.
В 1971 году, как итог этих исследований, был создан ведомственный нормативный документ для МО СССР (В.П.Афанасьев - основной автор и руководитель НИР по-линии МО СССР) - "Временная инструкция по определению ледовых нагрузок на морские гидротехнические сооружения" - ВСН-1-71/МО.
Значительный вклад в дальнейшее развитие проблемы и разработку норм на ледовые нагрузки на ледостойкие морские гидротехнические сооружения (ЛМГТС)оказали выполненные в период восьмидесятых годов прошлого века отечественными специалистами докторские диссертации Н.Г.Храпатого,1981г.; С.А Вершинина. 1984г. и монографии обзорного характера Eranti,E., Lee,G.C; Cammaert,A.B., Muggeridge D.B.; Sanderson T.J.O.; С.А.Вершинина, позволившие более обоснованно разрабатывать модели взаимодействия льда с сооружениями. Немалое значение в этом направлении имели докторские диссертации последнего периода (Д.А Мирзо-ев.,1994; М.Г Гладков., 1997; П.А.Трусков,1997; А.Т.Беккер, 1998;.С.И. Ши-бакин,1999; Г.А Сурков, 2002; СИ Рогачко, 2003), монографии Ю.А.Алексеева и др.,2001 г., Вершинина и др.,2005 г..
Рис. В.2. Схемы конструкций телескопических маяков: а) типа Альмагрунд (Швеция); б) типа Хяллырунд (Швеция)
і кондукторы
|песчаное і ядро
360Q Д 3600
5550Q 555
Рис. 3 Модифицированная платформа "Моликпак"
Рис. В.4. Основание маяка после аварии; разрез по диаметральной плоскости в направлении сдвига.
1 - разрушенная часть наружной стенки; 2 - заполнение (камень, массивы); 3 - каменная постель; 4- валун.
Анализ состояния проблемы показывает, что в настоящее время, однако, нет единого теоретически и экспериментально обоснованного обобщающего решения задачи по определению нагрузок на вертикальные сооружения от морского льда как от дрейфующего, так и от припая при его первых подвижках. Это обусловлено следующими причинами:
недостаточным объемом сведений о величине действительных значе
ний ледовых нагрузок на существующие сооружения;
многообразием и сложностью физико-механических процессов разру
шения ледяных полей при взаимодействии с препятствиями;
Об этом свидетельствует результаты расчетов ледовых нагрузок на одно и то же сооружение при заданных параметрах торосистых ледовых образований, выполненных на международном совещании экспертов разных стран.
Сравнение расчетных значений ледовых нагрузок, рассчитанных по разным методам показало, что они отличаются в десятки pa3.[Croasdale К., 1997].
Цель работы. Целью диссертационной работы является разработка новых и усовершенствование существующих методов по определению ледовых нагрузок на ОМГТС с вертикальными стенками для различных сценариев воздействия на них ледяных полей. В связи с этим были поставлены задачи разработать новые и более полно обосновать существующие расчетные модели взаимодействия льда с препятствием.
Методы исследования. Для достижения цели основное внимание было уделено разработке экспериментальных методов исследования экстремальных нагрузок, которые являлись основой для построения основополагающих математических моделей по расчету эффективного давления льда:
Результаты теоретических и экспериментальных исследований дополнялись анализом и обобщением имеющихся в этой области литературных данных.
Научная новизна работы состоит в том, что в ней впервые был прове
ден '-', ':
1. комплекс исследований по изучению взаимодействия системы ледяное поле - вертикальные МГТС, на основании которых решены важные задачи::
на моделях с блоками морского льда в обоймах с упругими связями, имитирующих взаимодействие системы в условиях сложного напряженно-деформированного состояния при различной геометрии локальной нагрузки;
в опытовом ледовом бассейне со структурно-моделированным льдом и одиночными моделями опор;
то же, с многоопорными моделями сооружений;
на стенде с эквивалентным заменяющим лед материалом;
на стенде с дискретным материалом, имитирующим взаимодействие
подводной неконсолидированной части тороса с вертикальной преградой.
2. На основании исследований впервые обобщены и обоснованы за
кономерности взаимодействия системы лед-структура, в результате которых
были разработаны предложения по определению ледовых нагрузок на
ЛМГТС, при этом впервые выявлены и изучены следующие закономерно
сти: ' ' - '
неизвестная ранее закономерность изменения величины нормированного эффективного давления льда - давления ровного льда на единицу площади сооружения в зоне его контакта со льдом, отнесенного к прочности льда на одноосное сжатие (условно принятая в настоящее время за рубежом как фактор индентации и в России - как коэффициент смятия) в зависимости от нормированной ширины контакта (отношения толщины льда к ширине контакта или преграды) - один из важных факторов при определении ледовой нагрузки.
влияние на величину и характер разрушения общей ледовой нагрузки, действующей на сист'ему опор колонного типа при первой поДвижке льда расположения колонн и нормированного шага колонн (расстояния между ними по отношению к их диаметру);
влияние на величину общей ледовой нагрузки, действующей на систему опор от дрейфующих ледяных полей, случайного неодновременного разрушения льда;
характер процесса разрушения при взаимодействии с преградой подводной части торосистого образования - киля, что дало возможность впервые применить для разработки математической модели расчета нагрузки от киля закономерности механики разрушения связно-сыпучей среды Мора-Кулона; влияния жесткости сооружения и упругости льда на величину ледовой нагрузки, на частоту ее циклов, а также на степень ее динамичности
Предложена методика учета цикличности нагрузки при использовании в морских условиях кинематического метода Коржавина К.Н., разработанного для измерения ледовой нагрузки от воздействия ледяных полей на сооружение при ледоходе на реках
С целью снижения горизонтальной составляющей ледовой нагрузки на вертикальные опоры предложена конструкция, имеющая в ледорезнои части винтовую поверхность.. Составлен метод расчета ледовой нагрузки на предложенную опору.
Практическое значение. Результаты исследований целесообразно использовать при корректировке раздела Норм по определению ледовых нагрузок на морские гидротехнические сооружения с вертикальными стенками и оценке нагрузок на существующие сооружения.
Основные результаты работы, выносимые на защиту:
Более полное обоснование предложенной ранее закономерности изменения величины эффективного давления льда в зависимости от нормированной ширины контакта (отношения ширины преграды к толщине льда).
Усовершенствованный метод определения ледовой нагрузки на вертикальные ледостойкие морские гидротехнические сооружения (ЛМГТС) с учетом зависимости нагрузки от различных факторов.
Обоснование разработанных ранее рекомендаций нормативных значений прочности льда на сжатие, включенных в нормы СНиП II -57-75, СНиП 2.06.04-82, М., 1983; СНиП 2.06.04-82* М., 1986 и 1988, отмененных в 1995 г.
Необходимость учета наслоения льда при определении ледовых нагрузок и рекомендации по оценке толщины наслоенного льда.
Метод расчета ледовой нагрузки, действующей при первой подвижке льда на систему опор и на отдельные опоры колонного типа, в зависимости от расположения колонн и нормированного шага колонн (расстояния между колоннами по отношению к их диаметру).
Метод расчета общей ледовой нагрузки от дрейфующих ледяных полей, действующей на систему опор, с учетом случайного неодновременного разрушения льда.
Усовершенствованный метод расчета ледовой нагрузки от воздействия торосистых ледяных образований на ЛМГТС в рамках разработанной автором ранее модели разрушения тороса при взаимодействии с преградой, в которой впервые применены для разработки математической модели разрушения киля тороса закономерности механики связно-сыпучей среды Мора-Кулона.
Методика расчета локальной ледовой нагрузки, учитывающей не только площадь контакта льда с конструкцией, но и геометрию контакта, а также расположение площади контакта по толщине ледяного покрова.
Рекомендации по учету влияния жесткости сооружения и упругости движущегося ледяного поля на величину ледовой нагрузки, на частоту ее циклов, а также на степень динамичности ледовой нагрузки.
Методика расчета ледовой нагрузки на разработанную автором конструкцию вертикальной опоры, имеющую в ледорезной части винтовую поверхность.
Методика учета цикличности нагрузки при использовании в морских условиях кинематического метода К.Н.Коржавина, разработанного для измерения ледовой нагрузки на речные сооружения.
Результаты исследований использованы:
в ведомственном документе "Временная инструкция по определению ледовых нагрузок на морские гидротехнические сооружения" - ВСН-1-71 / МО СССР; в разделе "Ледовые нагрузки на гидротехнические сооружения" "Строительных норм и правил - Нагрузки и воздействия на гидротехнические сооружения (волновые, ледовые и от судов)", СНиП II -57-75, МЛ 975. В разработанных позже нормах, а именно: СНиП 2.06.04-82, М., 1983;
СНиП 2.06.04-82* М:, 1986 и 1988; Изменение №2 СНиП 2.06.04-82*, М.,1996„ а также в Ведомственных Нормах Газпрома - ВСН 41. 88 "Проектирование ледостойких стационарных платформ М.,1988, в которых в части предложений по определению нагрузок от дрейфующего льда на ОМГТС был также использован в большей или меньшей степени материал ВСН-1-71 / МО и СНиП II -57-75 . Принципиальные положения определения эффективного давления льда на вертикальные препятствия в зависимости от нормированной ширины сооружения использовались в иностранных Нормах: Design of Highway Bridges, Specification 5-6, 1974 revision,USA; Danish Code of Practice (Danish Eriginering Associon), 1982; Design of 'Highway Bridges. 1988. Canadian Standard Association, (CSA-S6-88.5.2.18.2.L). Начиная с 1972 г., отдельные результаты работ автора диссертации использовались в рекомендациях по определению ледовых нагрузок на ледостойкие сооружения специалистами Канады, США, Японии, Финляндии, Швеции, Норвегии, Дании, в ряде научно-исследовательских отчетов ЛПИ (СПГТУ), МИСИ (МГСУ), НИИЖТ, ДВПИ (ДГТУ), ВНИПИ Морнефтегаз, в отечественных докторских и кандидатских диссертациях, в докладах на международных конференциях российских и зарубежных специалистов, посвященным ледовым проблемам, а также в монографиях Eranti,E., Lee,G.C1981, 1986; Cammaert, А.В., Muggeridge, D.B. 1988; Sanderson, TJ.O. 1988; В.В.Лавров 1969; C.A Вершинин., 1988; Я.Л Готлиб, и др., 1990; Д.А. Мирзоев, 1992]., в учебных пособиях [К.Н. Коржавин и др., 1978; Симаков Г.В. и др., 1983], в учебниках для ВУЗов [Б.Д.Носков, 1986; Б.Д.Носков и Ю.П.Правдивец, 2004].
Апробация работы. Основные положения работы докладывались и обсуждались на: XXIV научно-технической конференции гидрофака Мос-ков.инж.строит. ин-та," 1965 г.; НТС "Применение активных методов борьбы с ледовыми затруднениями и защиты от обледенения поверхностей на гидро-
технических сооружениях" (Ленинград, 1970 г.); Всесоюзных координационных совещаниях по гидротехнике (Ленинград, 1970 г.; Петрозаводск, 1972 г.; Волгоград, 1975 г.; Нарва, 1979 г.; Архангельск, 1987г.; Дивногорск,1989 г.); научном симпозиуме "Физико-технические проблемы морского льда" (ГУ ГМС, ААНИИ, АН СССР, Ленинград, 1976 г.); Научно-технической конференции по проблемам проектирования, строительства и эксплуатации БАМа (Ленинград, 1.976 г.); 1й, 2-й и 3-й Всесоюзных конференциях по механике и физике льда (Институт Проблем механики АН СССР, Москва, в 1981, 1983 и 1988 гг.); международных конференциях "Proc. Of the first Baltic conf. On soil mechanics and foundantion engineering", Gdansk, 1975; Proc. IAHR 75 "Int.Symp.on Ice Problems", Hanover, New Hampshire; Proc. IAHR1 78 "Int.Symp.on Ice Problems", Stokgolm; "First Euro. Offshore Mechanic Sympozium", Trondheim, 1990; "Port and Ocean Engineering under Arctic Conditions", Murmansk, 1995; "Освоение шельфа арктических морей России", Санкт-Петербург, 1995, 1997, 2001, 2005 гг.; на ежегодных научно - технических Итоговых сессиях ГНЦ ААНИИ ГУ ГМС, 1995 - 2003 гг.
Публикации. По теме диссертационной работы опубликовано свыше 50 научных работ, в том числе монография (в соавторстве), выпущено более 15 научно -технических отчетов, выполнено несколько экспертных оценок проектов нормативных документов, получено 2 авторских свидетельства.
Личный вклад автора состоит в: общей постановке задач исследований; анализе состояния проблем; постановке задач, организации и проведении экспериментальных исследований; обработке, анализе и обобщении результатов; разработке рекомендаций по расчету ледовых нагрузок на морские гидротехнические сооружения.
Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, 4 глав, заключения, списка использованных источников и приложения. Она содержит З29.страниц текста, 76 рисунков, 22 таблицы, список литературы из 253 наименований, одного приложения.
Физико-механические характеристики ровного льда
Прочность морского льда на сжатие и зависимость от основных факторов Исследованиями характеристик прочности льда занимались многие исследователи [64, 89, 94, 114, 179, 150, 207 и др.]. Выявлено, что оценка прочности льда зависит от ряда факторов, важнейшими из которых являются температура льда, соленость, скорость приложения нагрузки или скорость деформирования образца, размеры образца (масштабный эффект), структура, ориентировка давления относительно плоскости намерзания. Три первых параметра являются объективными показателями, которые вводятся в расчет прочности однозначно, согласно рекомендованной методике.
Температура льда
Влияние температуры льда на его прочность достаточно хорошо изучено На основании работ [40,62, 82, 75, 80, и др.] можно заключить, что прочность льда растет с понижением его температуры. Интенсивность роста особенно проявляется около его точки плавления в интервале температур от 0 до -10, а затем интенсивность роста значительно уменьшается. Для отрицательных температур воздуха в течение зимнего йериода предел прочности льда при сжатии примерно в 2...2,5 раза превосходит пределы прочности при изгибе и срезе.Так как температура слоев льда по толщине неодинакова, то соответственно различны его прочностные характеристики. В зимний период наиболее прочные слои находятся у верхней поверхности льда Эти слои претерпевают изменения, вызванные колебаниями температур воздуха. Прочностные характеристики нижних слоев остаются более или менее постоянными и определяются температурным режимом подстилающей поверхности воды. В практических расчетах для определения прочности льда температура льда tj назначается в зависимости от температуры воздуха tai ос-редненной за несколько суток, по следующей формуле:. ti=0,35ta (1.2) (графически зависимость прочности льда от температуры дана на рис.3.1). Соленость льда Соленость льда, под которой подразумевается выраженное в промил ле (700) содержание соли во льду, также оказывает существенное влияние на прочность льда. Степень понижения прочности морского льда, по срав нению с прочностью более полно изученного пресноводного льда, в зави симости от солености льда S, можно представить по литературным дан ным, изложенным ниже. По исследованиям С.С.Чиковского относитель ную прочность на изгиб морского льда осенне-зимнего образования с S = 4 - 6 % можно установить примерно равной 0,6 - 0,5 от прочности льда с S = 1- 2 % и температурой в пределах минус 5 -10С. По данным Б.А.Савельева [98] для того же диапазона температур прочность льда с S = 10% составляет приблизительно 0,85 от прочности льда с S = 5 %. Для температур льда -5 --10 коэффициент снижения прочности льда при S = 5% достигает примерно 0,5, а при S = 8 — 10 % - 0.3. По-видимому, принимаемые в (табл. 1.2, п.З) коэффициенты несколько занижены, что . может привести к недоучету действующих нагрузок на сооружение. Н.Н.Зубов [ 55] и И.С.Песчанский [ 80] при определении несущей способности ледяного покрова рекомендуют прочность морского льда по сравнению с пресноводным уменьшать в 1,5 раза По опытам В.И.Смирнова (табл. 1.2) прочность льда на изгиб при tn -5 с S = 1 % и S = 7 % составила от прочности-льда с S = 1% соответственно 0,5 и 0,4 и для -5 tn -10 соответственно 0,6 и 0,45. Таким образом, для определения прочности морского льда необходимо знать его соленость, которая, как видно, изменяется в широких пределах, от 0,6 до 0,01 в зависимости от солености воды, из которой образовался лед. Известный исследователь Арк тики Ф.Мальмгрен считает S = 4.5%0, т.е. S = 1/8 от солености морской воды S в = 35 %0. По Н.Н.Зубову = (1/4 -г 1/6) SB.
Б.А.Савельев считает возможным принять для периода при возрасте льда более 2 мес. S = S в / 7 , при возрасте льда менее 2 мес. = S в 1/5. Ниже приводится данные изменения прочности льда в зависимости от S и tn (таблица 1.2) определенные по литературным источникам
Следует отметить, что при определении сопротивления льда движению ледокола [Каштелян В.И. и др; Хейсин Д..Е.И др.] расчетную прочность морского льда рекомендуется принимать равной 0,65 от прочности пресного льда. Это согласуется с табл. 1. 4 и соответствует п при S = 4 - 6 % - средней солености морского зимнего льда. Графически зависимость прочности льда от солености дана на рис.3.1..
Скорость деформации (рис. 1.3). От скорости деформации при испытании величина прочности на сжатие может изменяться в широких пределах. - При низких скоростях деформации лед под нагрузкой ведет себя пластично. При высоких скоростях деформации образец льда разрушается хрупко. Практика показывает, что при переходе от пластического разрушения к хрупко-пластическому проявляется максимальный предел прочности льда [И.Г.Петров, 1976]. Этот факт и положен в основу методики определения расчетной прочности льда.
Экспериментальные исследования ледовых нагрузок на одино чные вертикальные опоры
Исследования метрических и прочностных характеристик торосистых образований проводились в экспедициях 1973 - 1989 гг. специалистами Отраслевой научно-исследовательской лабораторией морских нефтегазо-промысловых гидротехнических сооружений (ОНИЛ) МИСИ им.Куйбышева, ААНИИ, ВНИПИ Морнефтегаза и др. организаций. В зимний период 1982 г. была проведена первая экспедиция на ледоколе "Ермак" в Охотское море. Комплексная программа работ экспедиции предусматривала исследования прочностных и метрических характеристик торосистых образований. Благодаря разработке и внедрению метода термобурения сотрудниками ААНИИ и ОНИЛ МИСИ была получена информация о пористости частей торосистых образований. Исследования льда с помощью зонд-индентора лабораторией "Физики льда ААНИИ дали информацию о прочности торосов по глубине. В течение экспедиционных работ в 1983 г на акватории порта Москальво в естественном ровном ледяном поле были устроены майны, в которых, согласно разработанной методике, были созданы модели полей торошения и ровных ледяных полей. На основании ре зультатов опытов по воздействию торосов на цилиндрические опоры, проведенных как в лабораторных, так и в натурных условиях Охотского моря, были вычислены морфометрические, прочностные характеристики торосов, отношения нагрузок от торосов к нагрузкам от ровного льда - значения коэффициентов торосистости и другие величины [Б.Д.Носков, С.С. Варданян и др., 1985; Noskov B.D., Rogachko S.I., 1999]. С целью проведения опытов с крупномасштабными моделями и изучения прочности ровных ледяных полей в 1972 г. по инициативе Е.М.Копайгородского, С.А.Вершинина и других была создана специальная установка ( рис. 1.10).. Проводились опыты по прорезанию ледяных полей цилиндрическими преградами диаметром 0,325 м и 0,165 м. (1983 г.), диаметром 0,325 м и 0,416 м (1984 г.) и диаметром 1,02 м диаметром 1,02 м (1985 г.). На Азовском море в 1977 и 1978 годах Д.А.Мирзоевым проведены исследования прочности льда "на смятие". Все эти исследования дали материал для разработки предложений по определению нагрузки на опоры с учетом смятия, а также с использованием коэффициента торосистости в зависимости от параметров торосов.
Предложение по модификации коэффициента торосистости
В настоящее время имеется значительно больший объем результатов натурных измерений торосов в .различных морях и особенно торосов Охотского моря, позволяющих более обоснованно по сравнению с действующими нормами подходить к выбору схем торосистых образований и как следствие, определения более достоверных сравнительных соотношений между нагрузками на сооружения от ровного льда и от торосистых образований. С.А Рогачко на основании результатов натурных (Охотское, Карское и Баренцево моря) и экспериментальных исследований были предложены приближенные соотношений между метрическими характеристиками ровного ледяного поля, окружающего торосистые образования, и характеристиками отдельных частей тороса. Вклад в суммарную ледовую нагрузку (в процентном отношении) от различных частей торосистого образования предлагается учитывать от паруса -19,1%; от консолидированной части - 78,4% и от килевой части - 2,5%. Это позволило в первом приближении сравнивать общую нагрузку от тороса с нагрузкой от ровного ледяного поля и в результате ориентировочно определить коэффициент торосистости (рис.1.10 и 1.11):
Точность результатов таких расчетов существенным образом будет зависеть от количества и качества результатов инженерных изысканий в каждом конкретном районе будущего строительства. Суммарную ледовую нагрузку от однолетнего торосистого образования С.А Рогачко предлагает определять при отсутствии данных изысканий по следующей зависимости Fr= 1.3 ткь kvRmbhm (1-13) где 1,3 - коэффициент, учитывающий нагрузку от подводной и надводной частей тороса; Rm и hm - прочность и толщина консолидированного слоя.
Метод Рогачко, (2003) по определению нагрузок на опоры от торосистых образований с использованием модифицированного коэффициента торосистости, разработан на соотношениях прочностных и метрических характеристик всех частей тороса.
Бекецкий СП. (1996) и Сурков Г.А. (2001) предложили метод расчета, согласно которому киль торосистого образования представляется в виде изотропного тела. Расчетная схема торосистого образования с целью определения нагрузки на сооружение представляется в виде ровной плиты, состоящей из трех разнородных по прочностным характеристикам слоев. В пределах каждого слоя материал считается изотропным. Разработанный расчетный метод заключается в следующем:
Анализ экспериментов по определению влияния местного смятия на эффективное давление льда
Результаты опытов с блоком морского льда и опыты в ледовом бассейне (разд.2.2) свидетельствуют о явной зависимости эффективного давления р от отношения b/h. Опыты показали, что закономерность изменения эффективного давления льда р в зависимости от b/h можно выразить соотношением. р = сгскс, (3.6) где кс =/[Ь/И) - коэффициент индентации (смятия). Закономерность изменения р, выраженного через а с, а также соотношение у и »может быть представлена в следующем виде: Р=с,сгс(сД + 1)п. (3.7) И где ci, С2 и п - параметры определяемые по данным испытаний.
При выполнении опытов в ледовом бассейне прочность льда на сжатие сгс непосредственно из экспериментальных данных получить не было возможности. Во-первых, из-за слабого льда и малых размеров образцы . вырезанные из моделированного льда, не были годны для испытаний. Во-вторых, не удавалось Получить требуемое условие моделирования. В-третьих, в разных сериях опытов соотношение эффективного давления/» и прочности льда на изгиб (7І значительно изменялось (рис.3.4). Для определения ас был построен график, в которых в логарифмических координатах функция п = р/сті в зависимости от W оказалась линейной. Можно считать, что при достаточно больших W 5 например при 30 -=- 40, эффект смятия должен быть незначителен и напряженное состояние ледяной пластины должно соответствовать одноосному сжатию. Таким образом для каждой серии опытов были получены ориентировочные значения прочности льда на осевое сжатие: для первой серии ас = 2,0 -ь-1,8; для второй ас= 1,8-5-1,5; для третьей ас=1,5+1,3.
По результатам наших опытов, принимая во внимание наиболее неблагоприятные относительные значения тсм , а именно: при Ь/ = \ р = 2.5 сгс, при Ь/ =4 р= 1.5 хс, находим Сі =1.0, с2 = 5.0 и п = 0.5. Подставляя значение сь Сг, иивуравнение (3.7), получим: р = 0-сл]5Ь/Ь + \ , (38) где выражение Jsb/h + l =К коэффициент индентации (смятия).
Как следует из формулы (3.8) величина предела прочности льда на смятие при взаимодействии ледяного поля с опорой не является постоянной величиной даже при одной и той же толщине льда, а изменяется в довольно широких пределах с изменением ширины опоры -от 2.5 тсж до 1.0 хсж (при Ь/ \). Таким образом, рекомендованные значения давления р =2.5 тсж ( Коржавин К.Н. ) и р = 1.4 асж (Лавров В.В.), если принять во внимание найденную нами зависимость, являются только частными значениями/?.
Полученные результаты не представляются неожиданными. А.Н.Зеленин (1968) отмечает интенсивное снижение удельного сопротивления резанию мерзлых грунтов, а также льда, от увеличения ширины профиля режущего органа. При этом также наблюдается сходная зависимость. Аналогичное явление можно видеть при разрушении горных пород жестким штампом. При увеличении размеров штампа предел прочности породы уменьшается. Это снижение прочности происходит в значительно большой степени, чем при масштабном эффекте. Зависимость асм =/(% ) имеет место в расчетах на местное смятие каменных и бетонных строительных конструкций. При этом наблюдается уменьшение прочности с увеличением отношения Yu- В опытах К.Н.Коржавина при разрушении льда в обоймах также наблюдается ярко выраженный характер зависимости р от % (в опытах с образцами льда без обойм зависимость рот Ь/ при b/ 1-7-1.5 нарушалась ) .
Таким образом, величину давления льда на вертикальную опору можно определить по зависимости, структура которой принята в отечественных и зарубежных нормах: P = m%kb(Tcbh, (3.9.) где m - коэффициент формы опоры; кь - коэффициент, учитывающий "местное смятие"; коэффициент кь зависит от отношения ширины опоры к толщине льда Ъ lh и отражает влияние боковых частей ледяного поля и других факторов на величину разрушающего усилия; кс - коэффициент, учитывающий неодновременность и неравномерность контакта сооружения с ледяным полем. Коэффициенты тикс определяются из опытов.
Расчет ледовой нагрузки от наслоенного льда на одиночную цилиндрическую опору по методу автора
Задачи, рассматриваемые в настоящем разделе, характерны для случаев взаимодействия многоопорных сооружений, расположенных в эстуариях, проливах и на других акваториях с припайным льдом при его первоначальных подвижках. Имеются в виду подвижки ледяного покрова, которые происходят в расчетный период в строго определенном направлении, в направлении совпадающим с направлением главной продольной оси ряда опор. Предложен метод расчета для оценки давления льда , возникающего при подвижке ледяного покрова на ряды опор, расположенных в направлении действующего усилия. При решении задачи предполагается, что каждая опо pa перед началом подвижки льда окружена сплошным ледяным покровом. Смерзание между поверхностью опоры и льдом отсутствует.
Для изучения процесса разрушения ледяного покрова многоопорным сооружением были проведены лабораторные опыты. Опыты проводились на стенде и в опытовом ледовом бассейне. На стенде изучалось взаимодействие моделей с эквивалентным материалом, представляющим смесь парафина с различными добавками. В ледовом бассейне .опыты проводились с использованием мелкозернистого моделированного соленоводного льда. Опыты были выполнены с двумя схемами моделей: в один последовательный ряд колонн, параллельный направлению подвижки льда; в два последовательных ряда, параллельных направлению подвижки льда.
Опыты показали, что при достаточно значительном расстоянии между колоннами (больше критического) нагрузка от ледяного покрова на каждую колонну и характер разрушения льда практически одинаковы для каждой колонны. В этом случае нагрузка на каждую колонну может определяться по формуле действующих норм Fbp = mkbRcDh. (3.27)
При расстоянии между опорами меньше критического характер разрушения льда резко изменяется, происходит сдвиг массива льда с внешней стороны колонн или рядов колонн. Нагрузка на систему колонн уменьшается. . Однорядная система колонн параллельная направлению подвижки льда
Сдвиг массива льда при расстоянии между колоннами меньше критического происходил по плоскостям, проходящим через точки а - с и b - d (рис.4.8а.). В этом случае сказывается несплошность ледяного покрова, создаваемая наличием выреза во льду, образованного переднерасположенной колонной. В опытах срез объема моделированного льда между колоннами происходил при расстояниях между ними в осях Lo 2,5D (D-диаметр колонны). При большем расстоянии колонны работали как отдельно стоящие. Критическое расстояние Lo зависит от диаметра колонн, толщины льда и его прочностных свойств.
Первоначальная расчетная схема - полубесконечная пластина, на грани круговых вырезов которой давят абсолютно жесткие цилиндрические штампы.
В дальнейшем, как показывает опыт и теория, с развитием деформаций в материале образуются пластические зоны и затем трещины не только в зоне сжатия перед колонной, но и по осевой диаметральной плоскости, проходящей через центр колонны и перпендикулярной движению пластины и дейст-вию силы. Этот факт позволяет рассматривать задачу на этапе образования трещин уже как задачу действия штампа - модели колонны на кромку полубесконечной пластины - кромку ледяного покрова.
Для последней расчетной схемы имеется солидный объем исследований как теоретических, так и экспериментальных [Афанасьев, 1972; Вершинин,1983; Nevel,1977; Sodhi,1984; Тітко,1986.и др.]. В соответствии с этой схемой расчетная нагрузка на переднюю колонну должна определяться по формуле действующих норм для отдельно стоящей опоры [ВСН-88],а на остальные (задние) колонны- с учетом расстояния между ними.
Сдвиг льда происходит при расстоянии между колоннами меньше критического и в этом случае на второй и следующие за ним колонны действуют силы Fk = Fc + 2Fb (3.28) где Fc - результирующее усилие по ширине сектора с углом 2а; Fb - результирующее усилие по ширине сектора (л/2 - а), определяемые в соответствии с теорией упругости [Тимошенко, Гувер, 1975] из выражений а Fc = 2h \г СУ cos da (3.29) о ж-а Fb = h уст cos da (3.30) где r - радиус колонны; с - радиальное напряжение по контакту ледяного покрова с колонной, принимаемое по формуле Фламана : а = (2 Fk /тег) cosa . (3.31) Решение уравнений (.28 ) - (.31 ) дает зависимости (.32 ) и (.33 ): Fc= 2(Fk/я) (а + 1/2 sin2a); (3.32) Fb={Fk/ті) (л/2 -а-1/2 sin2a). (3.33) Зависимость (.28) можно представить в виде Fk = Fe(l+tj), (3.28а) где r/ = 2Fi/Fc. Значение Fc находится из условия, что давление по ширине сектора 2а должно уравновешиваться сопротивлением срезу объема льда Fc = 2L,Rsh, . (3.34) где L і - длина плоскости среза, L} = Lo- 2 г cos a; Rs - прочность (осред-ненная) льда на срез. Значение находится по формуле Rs = c+{tg(p\avdL):L, (3.35) о где с = (Rc/2)-{\ - sinср/cos(р); Rc - прочность льда на одноосное сжатие; (р -угол внутреннего трения льда;
