Содержание к диссертации
Введение
1 Истирающее воздействие ледяного покрова на морские гидротехнические сооружения 15
1.1 Натурные исследования истирающего воздействия ледяного покрова 15
1.2 Экспериментальные исследования истирающего воздействия ледяного покрова 26
1.3 Теоретические исследования истирающего воздействия ледяного покрова 52
1.4 Выводы 84
2 Математическое моделирование истирающего воздействия дрейфующего ледяного покрова на морские гидротехнические сооружения 90
2.1 Постановка задачи 90
2.2 Концептуальный подход к расчету глубины ледовой абразии.. 100
2.3 Факторы, влияющие на глубину ледовой абразии, и основные допущения 103
2.3.1 Параметры ледового режима, влияющие на глубину ледовой абразии 103
2.3.2 Физико-механические характеристики ледяного покрова, влияющие на глубину ледовой абразии 111
2.4 Математическое моделирование ледовых нагрузок и воздей ствий, вызывающих абразию материала конструкции сооружения... 119
2.4.1 Вероятностная имитационная модель формирования ледовых воздействий на морские гидротехнические сооружения 119
2.4.2 Математическая модель формирования ледовых нагрузок и воздействий от ледяных полей 126
2.4.3 Математическая модель формирования ледовых нагрузок и воздействий от обломков ледяных полей 133
2.4.4 Математическая модель формирования ледовых нагрузок и воздействий отбитого льда 135
2.4.5 Математическая модель расчета глубины ледовой абразии.. 138
2.5 Выводы 146
3 Численное моделирование истирающего воздей ствия ледяного покрова 149
3.1 Постановка задачи 149
3.2 Численное моделирование ледовых истирающих воздействий 151
3.3 Анализ результатов расчета 157
4 Верификация методики расчета глубины ледовой абразии 162
4.1 Методика верификации математических моделей ледовых истирающих воздействий 162
4.2 Методика проведения экспериментальных исследований на сопротивление материалов ледовой абразии 165
4.3 Экспериментальные исследования образцов бетона с маяков Балтийского моря на сопротивление ледовой абразии 175
4.4 Расчет глубины ледовой абразии для финских маяков 179
4.5 Верификация методики расчета глубины ледовой абразии 187
4.6 Выводы 190
5 Опенка глубины ледовой абразии на примере гравитационного бетонного основания аркутун-даги ... 191
5.1 Методика расчета глубины ледовой абразии 191
5.2 Экспериментальные исследования образцов бетона гравитационного основания Аркутун-Даги на сопротивление ледовой абразии 193
5.3 Расчет глубины ледовой абразии бетонного основания гравитационного типа Аркутун-Даги 198
5.4 Защита бетонных оснований гравитационного типа от ледовых воздействий 205
5.5 Выводы 209
Заключение 211
Список литературы 215
Приложение
- Экспериментальные исследования истирающего воздействия ледяного покрова
- Факторы, влияющие на глубину ледовой абразии, и основные допущения
- Математическая модель формирования ледовых нагрузок и воздействий отбитого льда
- Методика проведения экспериментальных исследований на сопротивление материалов ледовой абразии
Введение к работе
Актуальность работы определяется наличием огромных запасов углеводородного сырья в акваториях Мирового океана, ростом потребности промышленности в данном типе ресурсов, что способствует развитию добычи полезных ископаемых на шельфе морей и океанов.
По прогнозной оценке, начальные извлекаемые ресурсы углеводородов на шельфе России достигают почти 100 млрд т условного топлива, в том числе 16,7 млрд т нефти и конденсата и около 78,8 трлн м3 газа, что соответствует 2025 % общего объема мировых ресурсов углеводородов. Освоение морских месторождений нефти и газа на континентальном шельфе ледовитых морей является важнейшей народно-хозяйственной проблемой, определяющей развитие топливно-энергетического комплекса России.
Значительная часть шельфа России располагается в холодных морях Северного Ледовитого и Тихого океанов, которые характеризуются суровыми климатическими условиями и наличием дрейфующего ледяного покрова. В этих условиях морские гидротехнические и транспортные сооружения в течение длительного времени, а иногда и круглогодично, противостоят различным ледовым воздействиям. Одним из таких воздействий в акваториях с динамичным режимом дрейфа льда является ледовая абразия (истирающее воздействие льда).
При движении ледяных образований вдоль поверхности морских гидротехнических сооружений происходит эрозия поверхности – абразионное разрушение. При низких температурах ледяное образование имеет высокую прочность, при этом контактное давление в процессе хрупкого разрушения льда перед сооружением может быть в 35 раз больше прочности льда на одноосное сжатие (15,042,0 МПа). В этом случае кристаллы льда являются хорошим абразивом.
В результате циклического действия ледовой нагрузки поверхность сооружения, контактирующая со льдом, постепенно истирается. Для бетонных сооружений характерно ускорение коррозии бетона, что приводит к абразии цементного камня, потере крупного заполнителя и уменьшению прочности, а действие окружающей среды, обусловленное циклами замораживания-оттаивания, способствует постепенному ослаблению вяжущих и заполнителей поверхностного слоя и приводит к его разрушению.
Высокая степень изменчивости ледовых нагрузок и воздействий определяется случайным характером внешних условий, т.е. высокой динамичностью ледяного покрова, многообразием его форм и изменчивостью свойств морского льда как материала. Основные факторы, влияющие на величину ледовых нагрузок и воздействий, имеют случайную природу, а сами нагрузки и воздействия – ярко выраженный случайный характер.
В этих условиях критерии оценки надежности приобретают вероятностный характер, поэтому для изучения процесса взаимодействия ледяного покрова с сооружением должны быть использованы вероятностные методы, которые обеспечивают значительно более широкие возможности учета многообразных и сложных условий эксплуатации морских ледостойких платформ (МЛП). В настоящее время нет теоретического и экспериментально обоснованного решения задачи определения глубины ледовой абразии, что обосновано следующими причинами: недостаточным объемом натурных данных как по ледовой нагрузке, так и по ледовой абразии; многообразием и сложностью процессов разрушения ледяных образований при взаимодействии с сооружением; большим разбросом физико-механических характеристик льда, несогласованностью экспериментальных исследований на сопротивление материалов ледовой абразии и, как следствие, отсутствием в нормативной литературе требований, предъявляемых к износостойкости материала (бетон, металл, покрытия), подверженного ледовой абразии, и рекомендаций по формированию ледовых нагрузок с учетом истирающего воздействия льда.
В результате, например, морские ледостойкие платформы для Лунского и Пильтун-Астохского месторождений шельфа о. Сахалин были оборудованы специальными стальными ледозащитными приспособлениями в зоне действия ледовой нагрузки. Их основная функция – защитить бетон от истирающего воздействия ледяного покрова. Однако не все ледозащитные приспособления могут противостоять ледовым воздействиям в условиях высокой динамики дрейфа ледяного покрова, максимальной изменчивости его морфометрических параметров и прочностных свойств. Все эти факторы способствовали разрушению ледозащитных приспособлений, установленных на платформе ПА-А и на платформе ПA-Б Пильтун-Астохского месторождения на шельфе о. Сахалин.
МЛП являются ответственными сооружениями и должны обеспечивать защиту персонала, дорогостоящего оборудования и технических средств, а также экологическую безопасность региона в течение всего срока эксплуатации. Для обеспечения безопасности эксплуатации МЛП от истирающих ледовых воздействий необходимо определять максимальную глубину ледовой абразии за весь срок их эксплуатации. Это возможно достичь путем разработки и совершенствования методов физического и математического моделирования условий работы сооружений, подверженных истирающему воздействию ледяного покрова, и путем разработки научных основ расчетного обоснования проектных решений ледозащитных приспособлений МЛП. Таким образом, разработка методики расчета глубины ледовой абразии и на ее основе проектирование ледозащитных элементов морских ледостойких платформ являются актуальной проблемой.
Цель диссертационной работы – разработка методики вероятностного расчета глубины ледовой абразии для обеспечения надежности и безопасности эксплуатации морских гидротехнических сооружений.
На основе результатов анализа современного состояния в области истирающего воздействия ледяного покрова на морские гидротехнические сооружения для достижения поставленной цели необходимо решить следующие основные задачи:
– разработать концептуальный подход к методам решения проблемы расчета ледовой абразии;
– математические модели процессов формирования ледовых нагрузок и воздействий от различных видов ледяных образований;
– требования к способу описания математической модели сопротивления материала ледовой абразии и метод ее получения;
– математическую модель расчета глубины ледовой абразии;
– методику планово-высотного распределения ледовых воздействий в опасной зоне истирания;
– методику верификации математических моделей формирования ледовых истирающих воздействий и расчета глубины ледовой абразии на основе натурных данных;
– методику расчета глубины ледовой абразии и дать рекомендации использования предлагаемой методики в проектной практике.
Методы исследования. В работе, наряду с обобщением и анализом литературных источников, использованы результаты натурных исследований ледового режима северо-восточного побережья о. Сахалин и Балтийского моря. Для построения моделей и гипотез широко использовался метод математического моделирования. Учитывая сложность рассматриваемых систем, применялись методы имитационного моделирования. Для экспериментальных исследований и численного моделирования использованы методы теории планирования экспериментов. При обработке экспериментальных данных и данных численного моделирования использовались методы теории вероятности и математической статистики.
Научная новизна работы состоит в том, что в ней впервые проведен комплекс исследований по изучению истирающего воздействия ледяного покрова, на основании которого разработаны:
– концептуальный подход к методам решения проблемы ледовой абразии;
– вероятностная имитационная модель описания ледового режима, разработанная на основе математических моделей процессов формирования ледовых нагрузок и воздействий, определяющих основные параметры, влияющие на ледовую абразию;
– методика учета изменчивости температуры и прочности льда по толщине ледяного покрова, реализованная в виде программы расчета «Прочность льда»;
– методика планово-высотного распределения ледовых воздействий в опасной зоне истирания, реализованная в виде программы для графической интерпретации результатов расчета «Construction 3D»;
– эмпирические модели интенсивности ледовой абразии бетона;
– методика верификации математических моделей ледовых истирающих воздействий на основе натурных данных;
– верифицированная методика расчета глубины ледовой абразии, реализованная в виде расчетно-программного комплекса «IceStrIn».
Практическое значение работы. Результаты работы использовались при проектировании ледозащитного пояса из износостойкого бетона для бетонного основания гравитационного типа (БОГТ) Аркутун-Даги, строящегося в рамках проекта «Сахалин-1».
Рекомендации по проектированию ледозащитного пояса использовались при изготовлении опытного образца в натуральную величину (рис. 1, а), что позволило отработать технологию изготовления опорных колонн БОГТ и применить ее на практике. Проект ледозащитного пояса из износостойкого бетона, выполненный на основе расчетных данных о глубине ледовой абразии по разработанной автором методике расчета, был внедрен при строительстве БОГТ месторождения Аркутун-Даги о. Сахалин (рис. 1, б).
Результаты исследований могут быть использованы для проведения лабораторных испытаний различных строительных материалов на сопротивление ледовой абразии и для совершенствования нормативных документов по расчету гидротехнических сооружений на истирающее воздействие дрейфующего ледяного покрова.
Основные результаты работы, выносимые на защиту:
– концептуальный подход к методам решения проблемы ледовой абразии;
– вероятностная имитационная модель описания ледового режима, разработанная на основе математических моделей процессов формирования ледовых нагрузок и воздействий;
– методика учета изменчивости температуры и прочности льда по толщине ледяного покрова;
– методика планово-высотного распределения ледовых воздействий в опасной зоне истирания;
– методика расчета глубины ледовой абразии;
– методика верификации математических моделей ледовых истирающих воздействий.
Достоверность научных положений и рекомендаций обоснована общепринятыми апробированными исходными положениями, проведением спланированного полнофакторного эксперимента; использованием статистически представительских выборок натурных наблюдений; статистической достоверностью формулируемых положений, на основе которых выполняется построение эмпирических моделей; исследованием модели и соответствием результатов теоретических решений исследованиям других авторов; верификацией теоретических моделей по данным натурных исследований.
Результаты исследований использованы в отчете НПО «Гидротекс» «Ice abrasion test» документ №RUSD-HYY-J2-BR-37000, выполненном по заказу №RUSD-AEP-J2-KZ-SE116-0001 компании AkerSolutions LTD в рамках проекта «Sakhalin-1 Arkutun-Dagi GBS Project»; в научно-исследовательских отчетах по следующим темам: 2003–2012 «Разработка теоретических основ описания процессов формирования воздействий ледяного покрова на объекты береговой зоны», Рособразование; 2006–2008 и 2009–2010 «Проблемы, исследования и освоение ресурсов Мирового океана», Рособразование; 2006–2008 «Разработка вероятностных методов расчета ледовых нагрузок на основания нефтегазовых платформ на шельфе», Рособразование; 2006–2010 «Разработка методов вероятностного расчета стационарных оснований нефтегазопромысловых платформ на воздействие дрейфующих ледяных полей», РААСН ДальНИИС; 2009–2011 «Разработка методов вероятностного расчета экстремальных ледовых нагрузок для обеспечения безопасности объектов шельфа северных морей», МинОбрНауки; 2009–2011 «Проблемы, исследования и освоение ресурсов Мирового океана», МинОбрНауки; 2011 «Разработка концепции вероятностного описания ледяного покрова и его взаимодействия с береговой зоной», МинОбрНауки.
Апробация работы. Основные положения исследований докладывались и обсуждались на «International Offshore and Polar Engineering Conference» (ISOPE) в 2001, 2003–2005, 2009–2011 гг.; ISOPE (PACOMS) в 2004, 2010 гг.; «Asian and Pacific Coastal Engineering Conference» в 2001 г.; «International Symposium on Okhotsk Sea & Sea Ice» (Mombetsu) в 2003, 2008 гг.; «Workshop on Icе abrasion concrete structures» в 2007 г.; «International Association of Hydraulic Engineering and Research» International Symposium on Ice (IAHR) в 2008, 2012 гг.; International Conference on «Port and Ocean Engineering under Arctic Conditions» (POAC) в 2003, 2005, 2007, 2009, 2011 гг.; International Congress on Durability of Concrete (ICDC) в 2012 г.; Международной научно-практической конференции-выставке «Тихоокеанский шельф» / «Pacific Offshore Conference» (РОС) в 2005, 2012 гг.; Международной конференции «Стихия. Строительство. Безопасность» в 2008 г.; Международной конференции «Российский арктический шельф» в 2011 г., на ежегодных конференциях «Вологдинские чтения»; ежегодных научно-технических конференциях профессорско-преподавательского состава ДВФУ и семинарах кафедры.
Публикации. По теме диссертационной работы опубликовано 59 научных работ, в том числе 1 монография, 4 свидетельства о государственной регистрации программы для ЭВМ (в соавторстве), выпущено более 40 научно-технических отчетов.
Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, 5 глав, заключения, списка использованных источников и 6 приложений. Она содержит 280 страниц текста, 189 рисунков, 24 таблицы, список литературы из 193 наименований.
Экспериментальные исследования истирающего воздействия ледяного покрова
Экспериментальные исследования проводили Saeki с соавторами (1981а, Ь, 1984а-с, 1985а, Ь, 1986), Itoh с соавторами (1988а, b), Hoff (1988), Nawwar и Malhotra (1988), Huovinen (1990а, b), Hanada с соавторами (1996), Fiorio с соавторами (2002), Fiorio (2005). Н. Saeki с соавторами (1986). С 1982 по 1986 г. Saeki с соавторами проводили экспериментальные исследования истирания различных строительных материалов морским льдом. При взаимодействии льда с материалом, имеющим большую прочность (сталь или бетон), развиваются силы трения в контактной области, образующиеся за счет сдвигающих усилий. Общепринято силу трения выражать формулой: где С - сила адгезии (сцепления); ju - коэффициент трения; Р - нормальная сила. Экспериментально доказано, что сила адгезии (сцепления) С в уравнении (1.1) почти всегда равна нулю (Saeki, 1981b), поэтому в работе коэффициенты трения определялись как: M = F/P. (1.2) В эксперименте исследовались четыре типа стали и один тип бетона: - стальная пластина, непокрытая и некорродированная; - стальная пластина, непокрытая, но корродированная в морской воде; - стальная пластина, покрытая краской Zebron; - стальная пластина, покрытая краской Inerta 160; - бетон, приглаженный мастерком. На основании проведенных исследований Saeki с соавторами (1986) было установлено следующее. - Коэффициенты кинетического /лк и статического jus трения практически не зависят от изменения площади контакта. -
Коэффициент кинетического трения juk не зависит от нормального напряжения, которое в данной работе вычислялось как rv =API{nd}ce), где Р - нормальная сила; dlce - диаметр образца льда, в то время как коэффициент статического трения jus постепенно уменьшается с увеличением контактного давления и приближается к постоянному значению при av 0,5 МПа, что обусловлено вязкоупругими свойствами льда. В результате контактного давления поверхность льда разрушается до тех пор, пока нормальное напряжение не превысит предела прочности льда, выше этого значения jus приближается к постоянной величине. - Коэффициенты кинетического и статического трения не зависят от направления роста кристаллов льда. - Максимальные коэффициенты трения наблюдаются при относительной скорости, близкой к нулю. Коэффициенты кинетического цк и статического JUS трения увеличиваются с увеличением относительной скорости и приближаются к константе для сталей при 3,0 см/с, для бетонов - при 30,0 см/с (рис. 1.11 и 1.12). При относительных скоростях меньше указанных критических значений более активное взаимодействие наблюдалось при низких относительных скоростях, при более высоких скоростях площадь зоны контакта уменьшалась за счет снижения сцепления. о.з 0.3 г - Температура льда не оказывает влияния на коэффициент кинетического трения juk, в то время как коэффициент статического трения jus увеличивается с понижением температуры. Общепринято, что прочность льда зависит от температуры.
Полагается, что неровности поверхности льда сцепляются с неровностями поверхности материала и скалываются при движении поверхности материала относительно льда; так как с понижением температуры прочность льда возрастает (Saeki et al., 1984b), то коэффициент статического трения увеличивается, поэтому для скола неровностей льда, сцепленных с поверхностью материала, требуется больше усилий. Результаты исследования Saeki с соавторами (1984а, 1985а, Ь) показали, что на коэффициенты трения главным образом влияют следующие факторы: - относительная скорость взаимодействия; - температура морского льда; - шероховатость поверхности материала. При этом коэффициент трения для морского льда изменяется от 0,05 до 0,30 в зависимости от шероховатости поверхности материала, контактного напряжения, температуры и относительной скорости взаимодействия. Y. Itoh с соавторами (1988а, Ь) провели лабораторные испытания ледовой абразии бетона с целью изучения процесса истирания бетона морским льдом и выявления основных факторов, влияющих на глубину ледовой абразии бетона. Испытание проводилось для шести различных типов образцов бетона: - NC - высокопрочный бетон с нормальным крупным и мелким заполнителем, R = 57,0 МПа (568 кгс/см2); - LWC - высокопрочный легкий бетон с легким крупным заполнителем и нормальным мелким заполнителем, R = 70, 57, 35 МПа (700, 568, 350 кгс/см ), содержит обычный мелкий заполнитель и легкий крупный заполнитель; - LLWC - высокопрочный легкий бетон с легким крупным и мелким заполнителем, R = 57,0 МПа (568 кгс/см2); - Zebron - бетонный образец с износостойким покрытием 500 мм. Процесс ледовой абразии по Itoh-Saeki Согласно данным рис. 1.13, процесс истирания включает следующие три стадии независимо от типа используемого заполнителя или прочности бетона. Поверхностная область. В пределах 2,0 км длины истирания интенсивность абразии почти постоянна и равна 0,14 мм/км, при этом на поверхности образца крупный заполнитель не наблюдается. В этом диапазоне на поверхности бетона истирается только цементный камень.
Факторы, влияющие на глубину ледовой абразии, и основные допущения
Кинематические параметры (дрейф ледяных образований) Наблюдения в различных регионах (Ice Load Design Brief, 2000), в частности в море Бофорта, показали, что движущая сила со стороны окружающей среды на ровный лед, обусловленная действием ветра, течений и других факторов, сопоставима или превышает силу, требуемую для разрушения ровного льда. Дрейф ледяного покрова вызван, как правило, двумя основными движущими силами - ветер и течение. Движущие силы от ветра и течения определяются силой лобового сопротивления течения по поверхности основания ледяного поля (рис. 2.17). Следует отметить, что постоянная неизменяемая скорость ветра и течения устанавливается на значительном расстоянии от поверхности ледяного поля и ее невозможно измерить, таким образом, лобовое сопротивление ветра и течения условно выражается в показателях скорости uz, определяемых стандартным расстоянием z от поверхности. Силы лобового сопротивления пропорциональны квадрату скорости, а общее выражение для касательного напряжения т/потока описывается уравнением: где pf— плотность потока, т/м ; Cz - коэффициент лобового сопротивления. Значение Cz зависит от шероховатости рассматриваемой поверхности ледяного поля и также от базовой высоты z, при которых происходит измерение скорости. Сила лобового сопротивления ветра. Измерения скорости ветра выполняются на высоте 10,0 м над поверхностью, тогда уравнение лобового сопротивления ветра, выраженного в единицах коэффициента лобового сопротивления Сю, соответствующего этой базовой высоте, можно записать следующим образом: Рис. 2.17.
Движущие силы, действующие на ледяное поле: а - ветер, течение и действие льда; б - схема для анализа скорости льдины U как функции скорости ветра и!0 где ию - скорость воздуха на высоте 10,0 м над поверхностью; ра - плотность воздуха приблизительно равна 1,3 кг/м при низких температурах и не зависит существенно от влажности; С!0 - коэффициент лобового сопротивления для льда и воздуха Большое количество экспериментов было проведено для определения коэффициента лобового сопротивления для льда и воздуха (Вапке и Smith, 1973), и на основании анализа результатов расчетов были сделаны следующие выводы: - в условиях ледового припая из-за обширных размеров поля льда достаточная сила для разрушения льда при взаимодействии с конструкцией возникнет уже при небольших значениях скорости ветра (около 10,0 м/с), поэтому в данном случае нельзя пренебрегать движущими силами и потребуется их дополнительный анализ; - если многолетний лед средних размеров действует на сооружение, лобовым сопротивлением ветра можно пренебречь. Сила лобового сопротивления течения. Лобовое сопротивление течения воды под поверхностью ледяного поля подчиняется тому же закону, что и лобовое сопротивление ветра уравнение (2.1), но с другими постоянными.
Из-за своей более высокой вязкости, граничный слой сопротивления гораздо более ограничен для воды, чем для воздуха, и измерения скорости обычно измеряются на глубине 1,0 м ниже поверхности ледяного поля. Таким образом, можно записать: Tw=P„Ctf, (2.3) где V/ - скорость течения на глубине 1,0 м; pw - плотность морской воды, мо-жет быть принята 1,028 т/м ; С/ - коэффициент лобового сопротивления для льда и морской воды. Ряд измерений С] Langleben (1980) показали изменение значений в диапазоне 0,0022 0,0083 для многолетнего льда и около 0,001 для однолетнего льда. Коэффициент трения С/ = 0,007 для групп однородных плавающих льдин, С/ = 0,026 для льдин круглой формы с шероховатой поверхностью (Ueda et al., 1992). Enoki с соавторами (1992) установили, что С/ = 0,300, когда плавающие льдины различной толщины формируют ледяные скопления. В практических расчета принимается значение С/ = 0,004. На основании анализа полученных результатов сделаны выводы, что силами лобового сопротивления для одиночной льдины обычно пренебрегают, хотя в случае дрейфа большого ледяного поля они в действительности могут быть очень высокие. Допущение 1. В соответствии с оценкой, приведенной выше, в математической имитационной модели формирования ледовой нагрузки от ледяных полей сила от действия ветра определяется скоростью генерального дрейфа льда, а сила от действия течения определяется по формуле (2.3). Морфометрические параметры (размеры, толщина и сплоченность ледяных образований) На процесс истирания материала корпуса конструкции ледяным покровом оказывают влияние следующие формы ледяных образований в соответствии с международной классификацией (Хрусталев, 1984): - мелкобитый лед 2 м; - крупнобитый лед 20-400 м; - обломки ледяных полей 100- 500 м; - большие ледяные поля 200 2000 м; - обширные ледяные поля 2-НО км. Рис. 2.18. Схема форм ледяных образований Допущение 2. На основании предложенной классификации выделяются три основные группы возможных воздействий от движущихся ледяных образований на отдельно стоящие опоры в зависимости от их размеров (рис. 2.18) (Уварова, Помников, 2010; Уварова, 20116): - воздействия от битого льда с размером ледяных образований (Dk Ad, где Dk - диаметр ледяного образования, d- диаметр опоры сооружения); - воздействия от обломков ледяных полей с размерами ледяных образований {Ad Dk 500 м); - воздействия от ледяных полей (Dk 500 м). Область рассматриваемых ситуаций ледового режима для расчета ледовой абразии условно ограничена следующими пределами: - толщина льда h 0,3 м (Janson, 1988); - сплоченность битого льда N 6 (Janson, 1989).
Планово-высотные параметры ледовых воздействий При определении размеров зоны сооружения, подверженной истирающему воздействию ледяных образований в данной акватории, необходимо учитывать следующие наиболее важные факторы: - колебания уровня моря; - механизм разрушения ледяного образования на контакте с сооружением; - эффект затенения от действия ледовой нагрузки; - смерзание ледяных образований с сооружением. Колебание уровня моря. Колебания уровня морей и океанов являются следствием реакции свободной поверхности на воздействие большого числа внешних факторов: изменений атмосферного давления и касательного напряжения ветра, приливообразующих и гелиогеофизических сил, изменений полей плотности и циркуляции вод, изменений водного баланса и морфологических особенностей того или иного бассейна (Герман, Левиков, 1988). Случайный характер всех составляющих изменчивости колебания уровня ведет к необходимости использовать вероятностные методы оценки получения исходных данных по величине колебания уровня. Одной из характеристик колебания уровней является кривая вероятности превышения уровня. Схема построения кривой вероятности превышения из кривой распределения представлена на рис. 2.19 (Железняков, 1984). Рис. 2.19. Схема построения из кривой распределения (а) кривой вероятности
Математическая модель формирования ледовых нагрузок и воздействий отбитого льда
В случае взаимодействия опоры сооружения с битым льдом особого внимания заслуживает вопрос определения геометрических характеристик контактной зоны для битого льда, а именно длины пути взаимодействия и ширины контактной зоны drb. По аналогии с имитационной моделью формирования ледовой нагрузки от обломков ледяных полей рассматриваются два расчетных случая: взаимодействие битого льда с опорой сооружения сплоченностью N 9 и взаимодействие со сплоченностью N 9. Для математического описания механического взаимодействия битого льда с сооружениями приняты следующие допущения. В случае многоопорного сооружения при определении величины ледовой нагрузки для расчета ледовой нагрузки от битого льда влияние многоопорности не учитывается, расчет выполняется для каждой опоры отдельно. При этом ледовая нагрузка определяется по формуле (2.24) при внедрении опоры сооружения в ледяное образование; при остановке ледяного образования - по формуле (2.25). При сплоченности битого льда N 9 (т.е. между ледяными образованиями имеется чистая вода) ширина зоны контакта drb определяется подбором. В зависимости от соотношения силы внедрения опоры в ледяное образование Fbp, определенной по формуле (2.24) (СНиП 2.06.04-82 , 1995), и силы остановки Fcp, определенной по формуле (2.25) для единичной зоны контакта.
Под единичной зоной контакта понимается зона взаимодействия одного ледяного образования с опорой сооружения. При этом ледовая нагрузка от силы остановки не должна превышать нагрузку от внедрения опоры в ледяное поле по ширине единичной зоны контакта, т.е. Fcp Fbp. Если условие выполняется (т.е. ледяное образование стоит перед опорой сооружения), ширина зоны контакта увеличивается на заданную величину Adrb, а расчет продолжается до тех пор, пока Fcp станет равным Fbp (т.е. опора внедряется в ледяное образование). На следующем шаге расчета ширина зоны контакта увеличивается за счет добавления в систему новых ледяных образований и возникновения силы обжатия Fp опоры сооружения - это сила, возникающая за счет вытеснения ледяных образований опорой сооружения, и создающая сжимающую боковую нагрузку на сооружение в зоне контакта, что увеличивает ее длину. Для уточнения длины зоны контакта за счет добавления в систему новых ледяных образований принимается, что при взаимодействии сооружения с битым льдом свободное ледяное поле движется равноускоренно вдоль цилиндрической опоры сооружения по окружности радиусом Rrp (радиус поворота) в соответствии со схемой (рис. 2.38). В этом случае угловая скорость со при движении от ср = 0 до ср = ж/2, изменяется в соответствии с законом (рис. 2.39): при р = О - со0 = 0; При (р = ЖІ2 - СО л/2 = Vk/Ry Центростремительную силу движения ледяного образования (сила обжатия) определяют из уравнения:
При взаимодействии ледяного поля с опорой сооружения ледовая нагрузка от силы обжатия (центростремительной силы движения ледяного образования) не должна превышать нагрузку от внедрения опоры в ледяное поле по ширине единичной зоны контакта, т.е. Fp Fbp. Если условие выполняется, т.е. ледовой нагрузки недостаточно для внедрения опоры сооружения в ледяное образование, тогда необходимо увеличить ширину зоны контакта drb, и расчет продолжается до тех пор, пока Fp станет равным Fbp {Fp = Fbp). В противном случае (если условие Fp Fbp не выполняется) за расчетную нагрузку от битого льда принимается сила обжатия ледяного образования Ft = Fp. Длина единичной зоны контакта определится как длина дуги зоны контакта, где drb является ее шириной, по формуле (рис. 2.40): В случае взаимодействия сооружения с битым льдом предполагается, что все ледяные образования движутся с одинаковой скоростью Vk и равными расстояниями между ними L0, тогда длина пути взаимодействия определится по формуле (2.42). Если сплоченность битого льда N 9 (т.е. наблюдается практически сплошной ледяной покров), контактное напряжение в ледяной плите при взаимодействии с опорой сооружения определяется в соответствии с API (1995):
Методика проведения экспериментальных исследований на сопротивление материалов ледовой абразии
В соответствии с предложенной концепцией для расчета глубины ледовой абразии необходимо иметь математический аппарат расчета ледовых нагрузок и воздействий за весь срок эксплуатации сооружения (глава 2) и эмпирическую модель интенсивности ледовой абразии, которую возможно получить на основе экспериментальных исследований сопротивления образцов материала истирающему воздействию льда. В соответствии с аналитическим обзором экспериментальных и теоретических исследований ледовой абразии и на основе оценки полученных ранее эмпирических моделей интенсивности ледовой абразии (Уварова, 2011д) предлагаются следующие рекомендации для проведения экспериментальных исследований. 1. Утановки, использующие принцип возвратно-поступательного движения, являются наиболее приемлемыми для испытаний на ледовую абразию. Установка должна находиться в специальной морозильной камере, где имеется возможность изменять температуру воздуха. В установке должна быть возможность изменять контактное давление, относительную скорость взаимодействия и возможность непрерывного фиксирования результатов испытаний. Установка должны иметь устройство для удаления абразивов льда и абразивных материалов и предотвращать процессы таяния льда и образования наледи на поверхности испытуемых образцов. На установке должна быть возможность испытывать на сопротивление ледовой абразии различные строительные материалы как морским (соленым), так и пресным льдом. 2.
Для создания условий эксперимента, максимально близких к натур ным, необходимо проводить испытания образцов бетона со следующими па раметрами эксперимента (Hoff, 1988; Itoh, 1988b; Hanada et al., 1996): - температура льда T= -5 +- -10 С; - контактное давление о = 0,5- -3,0 МПа; - соленость морского льда - 3,0 -5,0 %о. 3. С точки зрения износоустойчивости сооружения к истиранию морским льдом интенсивность абразии следует определять в устойчивой области истирания, где интенсивность абразии стремится к постоянной величине независимо от используемого типа заполнителя или прочности бетона (Hoff, 1988; Itoh, 1988b; Hanada et al., 1996). Для достижения устойчивой области истирания достаточно 10 км длины пути взаимодействия. 4. Обязательным устовием испытаний образцов бетона на сопротивление ледовой абразии является предварительное проведение испытаний бетона на морозостойкость (Houvinen et al., 1990а). При этом должна контролироваться прочность бетона после определенного числа циклов замораживания-оттаивания. 5. Для устранения эффекта поверхностного износа, где интенсивность абразии достаточно велика, что способствует необоснованному увеличению интенсивности ледовой абразии, необходимо с поверхности образца предварительно срезать около 1,0 см поверхностного слоя, чтобы перейти в устойчивую область истирания в соответствии с данными Hoff (1988) и Hanada с соавторами (1996). 6.
Интенсивность ледовой абразии является функцией двух параметров: температуры льда и контактного давления (Itoh 1994, 1995; GL 2005). Программа испытаний, составленная с учетом вышеперечисленных рекомендаций, имеет следующий вид (табл. 4.1). В зоне заморозки льда расположены формы для приготовления льда. В зоне испытаний - установка для испытаний на абразию, а также ледяные блоки, уже готовые к испытаниям. Во вспомогательной зоне находится оборудование для обеспечения работы испытательной установки (масляная станция и т.п.). Вспомогательный контейнер также разделен перегородками на три зоны: зона предварительного охлаждения воздуха; зона водоподготовки; зона шлифовки образцов и вспомогательного оборудования. В зоне водоподготовки расположены баки с водой (морской, пресной и два бака с водой заданной солености). В зоне шлифовки образцов и вспомогательного оборудования - установка для шлифовки образцов и стеллажи со вспомогательным оборудованием. Установка для исследования ледовой абразии материалов была разработана и изготовлена в компании ООО «НПО «Гидротекс»» под руководством проф. А.Т. Беккера. Общий вид и основной состав конструкции установки показаны на рис. 4.3 и 4.4. Установка для приготовления модельного льда. Для экспериментальных исследований необходимо создать условия приготовления образцов льда со свойствами, максимально близкими к физико-механическим свойствам натурного льда. С этой целью была сконструирована система приготовления льда. Степень промерзания форм определялась путем контроля температуры воды внутри форм. При понижении температуры воды до -1,2...-1,4 С толщина льда в форме является достаточной для использования ледяного блока. Оставшаяся вода из формы сливается, а блок льда оставляется для охлаждения с целью набора его прочности и возможности безопасного извлечения. После охлаждения ледяного блока в течение достаточного времени производится демонтаж крышки формы, а готовый блок доставляется в зону испытания основного контейнера для доведения температуры льда до температуры испытания. Соленость модельного льда составляла 5 %о. Морская вода бралась из Амурского залива.
Оценка свойств модельного льда приведена в статье А.Т. Беккера с соавторами (20106) «Физические и механические свойства модельного льда для исследования абразии морских нефтегазовых платформ». Установка для измерения глубины истирания поверхности образца Установка состоит из неподвижной базы, прикрепленных к ней двух подвижных столов, штатива и микрометрического индикатора часового типа (ИЧ) (рис. 4.5). Нижний стол жестко прикреплен к базе и при вращении задней ручки перемещается по оси у. Верхний стол прикреплен к нижнему столу и при вращении боковой ручки перемещается по оси х. Оба стола снабжены линейками для измерения перемещений. точка отсчета Верхний стол оборудован специальными установочными болтами для фиксации положения бетонного образца в пространстве и тисками для придавливания образца. 6,7мм Штатив с микрометрическим индикатором часового типа жестко закреплен на базе в определенном положении, которое остается неизменным на протяжении всего эксперимента для определения в точке отсчета условного нуля _ . _ гт Г Рис. 4.5. Начальное поло микрометрического индикатора.
