Содержание к диссертации
Введение
1 Методы расчетного обоснования гидроагрегатных блоков высоконапорных ГЭС и их водопроводящих трактов 17
1.1 Классификация водопроводящих трактов высоконапорных ГЭС 17
1.2 Постановка задач прочностной надежности гидроагрегатных блоков высоконапорных ГЭС 26
1.3 Анализ существующих методов математического моделирования гидроагрегатных блоков 29
2 Статический и динамический анализ гидроагрегатных блоков с учетом оборудования и многофакторности 39
2.1 Постановка задачи пространственного моделирования объекта гидроагрегатного блока 39
2.2 Методика численного пространственного многослойного моделирования высоконапорных водопроводящих трактов при учете нелинейных факторов 51
2.3 Выбор и обоснование оптимальной схемы армирования высоконапорных водопроводящих трактов с определением напряжений и параметров арматуры и стальной оболочки 63
2.4 Выводы 83
3 Оптимизация параметров прочностных характеристик металлоконструкций, находящихся длительное время в эксплуатации 84
3.1 Методика исследования фактора коррозии на прочность и устойчивость гидротехнических металлических конструкций 84
3.2 Пример расчета коррозионно-изношенной конструкции 87
3.3 Анализ коэффициента запаса устойчивости эксплуатируемой конструкции 98
3.4 Выводы 103
4 Расчетные исследования прочностной надежности гидроагрегатных блоков в фактических условиях эксплуатации 104
4.1 Алгоритм математического моделирования гидроагрегатных блоков 104
4.2 Определение факторов нормальной эксплуатации сооружения
4.2.1 Фактор изменения гидравлических режимов в водопроводящем тракте 108
4.2.2 Фактор пульсационных нагрузок при работе турбины 118
4.2.3 Фактор пространственного изменения соотношения сил на опорные элементы статора турбины 123
4.2.4 Фактор влияния нагрузок от электромагнитных небалансов 126
4.2.5 Фактор изменения температуры водопроводящего тракта 128
4.2.6 Фактор влияния нагрузки от плотины 129
4.3 Анализ работоспособности сооружения на примере верификации математической конечно-элементной модели здания Саяно ШушенскойГЭС 132
4.3.1 Параметры водопроводящих трактов Саяно-Шушенской ГЭС 132 4.3.2 Результаты исследования состояния турбинных водоводов 136
4.4 Сталежелезобетонная спиральная камера 143
4.4.1 Результаты модельных и расчетных исследований спиральной камеры на стадии выпуска рабочей документации 145
4.5 Математическое моделирование сооружения и верификация модели 157
4.5.1 Построение расчетной математической модели 157
4.5.1 Результаты расчета анкерной опоры водовода 166
4.5.2 Результаты расчета блока спиральной камеры 173
4.5.3 Анализ биения вала турбины, перемещений оси турбинного водовода и опорных статорных тумб
при нормальных условиях 180
4.6 Выводы 189
5 Анализ прочностной надежности гидроагрегатных блоков в экстремальных условиях эксплуатации 191
5.1 Классификация экстремальных факторов 191
5.1.1 Фактор гидроудара 192
5.1.2 Фактор сейсмического воздействия 192
5.1.3 Фактор сил при аварийном торможении агрегата и замыкании полюсов генератора 196
5.1.4 Фактор замены оборудования 197
5.1.5 Фактор дисбалансов оборудования 199
5.2 Исследование прочностной надежности конструкций водопроводящего тракта в экстремальных условиях эксплуатации 203
5.3 Обоснование безопасности агрегатного блока при аварийных режимах работы генератора 230
5.4 Анализ работы агрегатного блока при дисбалансах оборудования 238
5.5 Ранжирование нагрузок в напряжения несущих элементов водопроводящего тракта 241
Заключение 247
Список литературы
- Анализ существующих методов математического моделирования гидроагрегатных блоков
- Выбор и обоснование оптимальной схемы армирования высоконапорных водопроводящих трактов с определением напряжений и параметров арматуры и стальной оболочки
- Пример расчета коррозионно-изношенной конструкции
- Фактор влияния нагрузок от электромагнитных небалансов
Анализ существующих методов математического моделирования гидроагрегатных блоков
При этом, вопросы моделирования пространственных водопроводящих трактов и спиральных камер зданий ГЭС, а также поведение сооружения в процессе эксплуатации, в условиях изменения физических свойств материала, в полной мере не изучены. Перечисленные проблемы нашли отражение в данной работе.
Систематические исследования бетона и его физической нелинейности были начаты в работах А.Ф.Лолейта [64] и В.И.Мурашева [68]. Первые исследования в этом направлении отражены в работах А.А.Гвоздева [27], Н.И. Карпенко [28], Т.А.Балана [6], С.Ф.Клованича [59], А.С.Городецкого [31]. Способ распределения арматуры для плоского железобетонного элемента предложен А.А.Гвоздевым и Н.И.Карпенко [45], [46] и в дальнейшем использован в работах А.С.Городецкого, В.С.Здоренко [32], Г.Р.Видного и др. В настоящее время этот способ получил значительное распространение и используется в большинстве численных исследований преимущественно для строительных конструкций.
Следует заметить, что обоснование работоспособности гидротехнического сооружения является непрерывным процессом. Основу системы комплексного обоснования прочности элементов сооружения составляет технология, соответствующая нормативной процедуре выполнения расчетов.
Основная цель расчетного обоснования как теоретического доказательства факта сохранения сооружением целостности и работоспособности под действием всей системы нагрузок, действующих в процессе ее нормальной эксплуатации, а также при возможных природных и техногенных аварийных ситуациях, реализована в данной работе с использованием современного универсального программного комплекса: SolidWORKS Simulation, в состав которого входит программа конечно-элементного анализа COSMOS/M. Разработчики комплекса фирма «Structural Research Analysis Company», США, Калифорния.
На рисунке 1.2 представлен алгоритм расчетного обоснования прочностной надежности объекта и перечень решаемых при этом задач. Эти задачи разделены на две группы - относящиеся к сфере действия норм и выходящие за формальные рамки их действия. На первом этапе жизненного цикла гидротехнического сооружения - проектировании - расчетное обоснование сооружения выполняется в пределах действующих норм проектирования.
Представленный обзор возникающих актуальных проблем расчетного обоснования прочности и работоспособности возникает на следующем этапе жизненного цикла - эксплуатации сооружения и указывает на необходимость совершенствования нормативных документов и методологических подходов для решения этой задачи. Поэтому для второго этапа жизненного цикла сделан акцент на учет дополнительных факторов, и на моделирование аварийных ситуаций в условиях новых непроектных нагрузок на сооружение.
Алгоритм расчетного обоснования прочностной надежности объекта Как уже отмечалось, в России в настоящее время для расчета высоконапорных гидроагрегатных блоков используется ряд документов. В 1984 г. принято к применению «Пособие по проектированию сталежелезобетонных конструкций гидротехнических сооружений» П-780-83/Гидропроект, в котором приводятся методика расчета высоконапорных водоводов и спиральных камер, примеры расчета, принципиальные схемы армирования. В 1988 г. введены в действие СНиП 2.06.08-87 и «Пособие по проектированию бетонных и железобетонных конструкций гидротехнических сооружений (без предварительного напряжения)» П-46-89/ВНИИГ разработан стандарт РАО «ЕЭС России» (СТО РАО «ЕЭС России» 1733282.27.140.002-2008. Гидротехнические сооружения ГЭС и ГАЭС. Условия создания. Нормы и требования [108]. Над созданием этих документов работали ученые-гидротехники: А.А. Храпков, С.Г. Шульман, В.Я. Шайтанов, Ю.К.Зарецкий, А.И.Савич, В.И.Бронштейн, А.С.Залесов, В.Д Новоженин, В.Г.Орехов, В.Н. Ломбардо, Л.А.Гордон, Л.Н.Рассказов, А И Румянцев, А.С. Болыыев, А.И.Альхименко и другие.
Действующий в настоящее время метод предельных состояний предусматривает одновременное выполнение критериев прочности, как во внутренней стальной оболочке, так и в арматуре железобетонной части, обеспечивая обоснование проектных решений и надежность сооружения.
Основы методов расчета и принципов надежности конструкций отражены в работах СП. Тимошенко [114], [115], В.Г.Чернашкина, Н.С. Стрелецкого [111], А.Р. Ржаницина, В.А. Балдина, В.Н. Келдыша, И.И. Гольденбланта, В.М. Коченова [7], А.А. Уманского [106], [107] и других авторов.
Современное развитие компьютерных технологий позволяет использовать метод конечных элементов в решениях уравнений теории упругости и пластичности для расчета конструкций в трехмерной постановке, что определяет качественно новый уровень проектирования сооружений. Первые научные работы, в которых изложена концепция МКЭ, принадлежат американским ученым М. Тернеру, Р. Клафу, Г. Мартину и Л. Топпу, работавшим в фирме Боинга [135]. Теоретический фундамент МКЭ заложили ученые-механики: Л.Д. Ландау, А.И.Лурье [65], [66], Ю.Н. Работнов [80], [81], К.Вазидзу [22] и другие.
Дальнейшее развитие прикладных аспектов МКЭ отражено в работах В.А. Постнова, Л.А.Розина, А.А. Самарского [92], О.Зенкевича [40], И. Чанга, Р. Галлагера [26], А.В. Перельмутера, В.И.Сливкера [75] других авторов. Метод сводится к разбиению исследуемой пространственной конструкции на элементы с конечным числом узловых параметров.
Конечные элементы связаны в узлах совместными уравнениями перемещений. С 1960 г., когда был "узаконен" термин МКЭ, и до настоящего времени этот метод является мощным и достаточно универсальным инструментом для решения задач механики деформируемого твердого тела.
В основе численной модели лежат вариационные принципы механики, наиболее часто - принцип минимума потенциальной энергии. Глобальная матрица жесткости МКЭ является разрешенной (т.е. с большим количеством нулевых элементов) и симметричной, для линейно-упругих тел, что позволяет использовать более эффективные численные методы решения СЛАУ (системы линейных алгебраических уравнений). Наиболее распространены метод исключения Гаусса, состоящий в приведении исходной матрицы к треугольному виду и различные итерационные методы.
Первые программные комплексы, в которых реализован метод конечных элементов, были разработаны в 60-х годах. К ним относятся STRUDL-2, SAP-4, NONSAP, ASKA, NASTRAN, SESAM-69 и другие. Появлению этих универсальных программных систем в силу особенностей метода конечных элементов предшествовало создание высокопроизводительных электронно-вычислительных машин, таких, например, как IBM-370. Начиная с конца 70-х годов в СССР появилось несколько десятков программных комплексов для разных ЭВМ, в которых был реализован МКЭ. К их числу относятся МИРАЖ, МОРЕ, КАСКАД-2, МКЭ/20, МАРС [25], ПАРСЕК [20], ЛИРА [32], СПРИНТ, FEA [18] и ряд других программ. Сегодня успешно работают программные комплексы ЗЕНИТ, СТАДИО, SCAD [75] и др. В США и ряде других стран наибольшее распространение получили: ABAQUS, ADINA, ASKA/DYNAN, ANSYS [8], MARC, MSC/NASTRAN [122], EUFEMI, COSMOS/M [36], HERCULE, MODULEF, SAP-7, LS-DYNA. В таблице 1.4 приводятся сравнительные характеристики наиболее распространенных универсальных программных комплексов, описанных в работе [137].
Выбор и обоснование оптимальной схемы армирования высоконапорных водопроводящих трактов с определением напряжений и параметров арматуры и стальной оболочки
Схема моделирования водопроводящего тракта, согласно нормативных документов РФ, не учитывает наличия бетона в модели конструкции, (см. Рисунок 2.7), поэтому может применяться только как исходная при расчете прочности оболочек, подверженных давлению воды.
В нормах компании РусГидро предпринята попытка учета бетонной оболочки при моделировании турбинных водоводов. При этом, чтобы получить напряжения в стальной оболочке, регламентируется снизить начальный модуль упругости бетона (Е0) по сравнению с модулем упругости бетона радиальном направлении (Е г) в 7-8 раз.
Таким образом, бетон водовода наделяется ортотропными свойствами. В этом случае условно моделируется наличие продольных (вдоль оси водовода) трещин. Напряжения в бетоне при таком моделировании снижаются, и по уровню пониженных напряжений выполняется расчет усилий в арматуре:
Регламентируемая в нормах РусГидро схема моделирования, представленная на рисунке 2.9 является приближенной, так как снижение модуля упругости на фиксированную величину достаточно условно. Кроме того, такая схема применима лишь для турбинных водоводов, а пространственные блоки спиральных камер не входят в условия данной схематизации и остаются не охваченными.
Следует заметить, что в связи с участившимися аварийными ситуациями на водопроводящих трактах, основной акцент в расчетном обосновании делается на оптимальное соотношение экономичности и безопасности конструкций при эксплуатации. Поэтому следующая задача, в рамках проводимых исследований, -численное пространственное моделирование всех элементов водопроводящих трактов. Проблему учета физических особенностей материалов решает, предложенная в данной работе, новая методика моделирования, основанная на многослойной модели водопроводящего тракта. При этом, расчетное моделирование основывается на совместном учете всех составляющих элементов конструкции, с привлечением аппарата общей трехмерной теории напряжений и деформаций, что позволяет получить полную картину НДС в любом элементе по длине водопроводящего тракта. В расчете по данной модели учет физической нелинейности материалов производится с помощью математического описания диаграмм деформирования бетона и стали с применением шагово - итерационного метода Ньютона-Рафсона, реализующего на каждом шаге итерации способ упругих решений. Представим описание алгоритма пространственного моделирования водопроводящих тактов гидроагрегатных блоков: 1) Бетонное тело разбивается на объемные конечные элементы. Элементы бетона задаются со свойствами нелинейности; 2) Армокаркас моделируется плоскими многослойными элементами с приведенными слоями эквивалентными кольцевой и торовой арматуре заданной жесткости; 3) Стальная оболочка - плоскими однослойными элементами; 4) Оборудование - распределенными точечными элементами заданной массы 5) Моделируется зазор, (при наличии мягкой прокладки) между стальной оболочкой и бетоном, исследуется НДС оболочки и бетона, результат сопоставляется с натурными данными; 6) Исследуется НДС оболочки и арматуры в условиях образования трещин в бетоне, результат сопоставляется с натурными данными; 7) Выполняется обоснование проектных решений и надежность работы сооружения.
Алгоритм пространственного моделирования справедлив как для турбинных водоводов, так и для блоков спиральных камер. Представим схемы моделирования этих конструкций.
Модель турбинного водовода изображена на рисунке 2.10. При послойном моделировании учтены все составляющие водовода, а именно: 1. Стальная оболочка, толщиной ост t радиусом трубы г.
Методика оценки прочностной надежности спиральных камер при многослойном моделировании следующая: 1) для моделирования работающих совместно металлической оболочки и арматуры, в задачу вводятся пятислоиные плоские элементы, толщина каждого слоя равна: толщине слоя стальной оболочки, толщине защитного слоя трещиноватого бетона, двум слоям приведенной толщины, соответствующей кольцевой и радиальной арматуры спиральной камеры и еще одной толщине защитного слоя трещиноватого бетона. Элементы бетонного массива задаются изотропными с нормативными жесткостными характеристиками; 2) проводится нелинейно-статический расчет сооружения. В зонах с главными напряжениями, превышающими критериальные значения бетона на растяжение поэтапно понижается модуль упругости бетона. В результате последовательных итераций с изменением матрицы жесткости происходит уменьшение напряжений в бетонном массиве за счет включения в работу элементов металлической оболочки и арматуры; 3) в результате учета трещинообразования защитных слоев бетона, изотропные характеристики бетона в области блока спиральной камеры заменяются ортотропными с сохранением начальных упругих характеристик в вертикальном направлении и снижением их в горизонтальном и радиальном направлениях; 4) в расчетной модели спиральной камеры фиксируются зоны трещинообразования; 5) производится оценка прочности металлической оболочки и арматуры по предельным состояниям.
Предложенные схемы моделирования дают возможность оптимизировать толщины всех приведенных слоев для достижения в конструкции равномерного распределения напряжений между стальной оболочкой и арматурой, и улучшить напряженное состояние конструкции в целом.
В следующем пункте главы, на основе предложенного алгоритма моделирования, показана эффективность распределения напряжений между стальной оболочкой и арматурой и обоснование оптимальной схемы армирования высоконапорных водопроводящих трактов Ирганайской, Саяно-Шушенской и Зарамагской ГЭС. 2.3 Выбор и обоснование оптимальной схемы армирования высоконапорных водопроводящих трактов с определением напряжений и параметров арматуры и стальной оболочки
Физические характеристики бетона и стали разные, однако при оптимально выбранных конструктивных параметрах, эти материалы прекрасно работают вместе в конструкции водопроводящего тракта. Известно, что бетон - это искусственный камень. Его прочность на сжатие в 10 раз превосходит прочность на растяжение. Поэтому бетон используют в массивных гидротехнических сооружениях, которые работают преимущественно на сжатие, например, плотины. Для бетонных оболочек водопроводящих трактов бетон в чистом виде не годится: он разрушится от разрыва растянутой зоны, задолго до исчерпания прочности сжатой зоны.
Если в растянутую зону ввести стальную арматуру и обеспечить ее надежное сцепление с бетоном, то после образования трещин она возьмет на себя все растягивающие усилия, оставив бетону только сжимающие. Таким образом, изгибающему моменту будет сопротивляться внутренняя пара сил: сжимающая в бетоне и растягивающая в арматуре. Отметим, что в водопроводящих трактах требуется устанавливать арматуру по кольцу, при этом напряжения от действия гидростатического давления внутри стальной трубы распределяются равномерно, увеличивая надежность сооружения. Кроме того, бетон - более долговечный материал, чем арматурная сталь, он менее подвержен коррозии. Поэтому арматура, уложенная внутрь бетонного тела, хорошо защищена слоем бетона от коррозии.
Пример расчета коррозионно-изношенной конструкции
Анализ фактора коррозии на прочность и устойчивость гидротехнических металлических конструкций представляет собой важную задачу, решение которой выполнено на основе построения математических верифицированных моделей с учетом нелинейного фактора.
Средний срок эксплуатации металлоконструкции составляет 50 лет. Металлоконструкции со временем под действием внешних и внутренних сред коррозируют. В мировой практике при оценке коррозионного износа определяют процентный износ от проектной толщины металла. Эта методика реализует традиционно сложившийся подход, базирующийся на предположении, что средняя скорость коррозии, определенная на момент прогнозирования, сохранится и в будущем. Существующие расчетные методы обосновывают работу гидротехнических металлоконструкций исключительно в упругой стадии [109], [ПО]. Однако в областях значительного коррозионного износа наблюдаются концентрации напряжений, значения которых, как правило, приближаются к пределу текучести. В отечественной практике оценка прочности коррозионно-изношенного механического оборудования и конструкций традиционно проводится в линейно упругой постановке с усреднением реальных толщин деталей. При этом, в областях локальной коррозии не учитываются концентрации напряжений, значения которых, как правило, приближены к пределу текучести металла [33], [37]. В этой связи, для инженерных расчетов по оценке прочности и долговечности, работающих коррозионно-изношенных конструкций, в данной работе после линейно - статического реализован нелинейный физический анализ, с отражением локальных пластических деформаций в зонах наибольшей коррозии металла. Физическая нелинейность задана диаграммой деформирования стали. Получено перераспределение напряжений в локальных зонах металлоконструкции, определен новый экстремум функции и коэффициент корреляции напряжении " на наступление предельного состояния конструкции (рисунок 3.1). Алгоритм учета фактора коррозии металла представлен на рисунке 3.2.
В работе использованы данные натурных наблюдений за эксплуатируемым сооружением, в частности для металлических конструкций выполнено определение толщин коррозионно-изношенных деталей.
Расчет прочности и устойчивости конструкции в линейной зависимости величины коррозионного эффекта по времени
Определение показателя потери прочности в ходе решения нелинейной задачи методом Ньютона-Рафсона кир=(тл)Моо% Учет нового фактора: коэффициента понижения предельного значения прочности металла к=с0/ст
Алгоритм решения задачи с определением коэффициентов корреляции напряжений реализован на примерах коррозионно-изношенных сегментных затворов водосливной плотины Усть-Илимской ГЭС, металлической эстакады водосброса Саяно-Шушенской ГЭС, получившей повреждения от ледовой нагрузки зимой 2010 года, опоры ЛЭП №5 Саяно-Шушенской ГЭС.
Представим результаты расчета сегментного затвора, входящего в состав механического оборудования водосбросной плотины Усть-Илимской ГЭС. Затвор предназначен для регулирования уровня верхнего бьефа и расхода воды.
Целью данной работы являлось установление периода безопасной эксплуатации сегментного затвора с учетом воздействия ледовых нагрузок и коррозионного износа металлоконструкции.
Исследуемый сегментный затвор представляет собой сварную конструкцию, состоящую из металлической обшивки, стрингеров, двух ригелей и двух наклонных опорных порталов. Ригели и порталы в плане образуют две рамы, передающие нагрузку на опорные шарниры (см. рисунок 3.3). Горизонтальное уплотнение по порогу выполнено из листовой резины ножевого типа, боковые уплотнения - из резины специального профиля. Маневрирование затвором производится краном с помощью траверсы и многозвенных штанг за две точки подвеса.
Затвор имеет следующую характеристику:
Для расчета по методу конечных элементов металлоконструкция сегментного затвора заменяется системой конечных элементов, связанных между собой в узлах. Следует заметить, что ввиду неравномерной коррозии нарушаются условия симметрии конструкции, поэтому для расчета выполнено построение конечно-элементной модели полного затвора (см. рисунок 3.4).
Схема конструкции сегментного затвора Общая система координат принята следующим образом: начало координат -на оси симметрии затвора в нижней точке обшивки, ось X - горизонтально, перпендикулярно нижней линии обшивки; ось Y - горизонтально вдоль нижней линии обшивки; ось Z - вертикально. В расчете используются 4-х-узловые плоские пластинчатые элементы и балочные элементы уголкового профиля. На узлы расчетной схемы наложены следующие связи:
В расчете рассмотрено несколько возможных комбинаций нагрузок, одна из которых включает в себя: гидростатический напор при НПУ = 8,92 м; собственный вес конструкции; давление льда Р л = 120 т. На рисунке 3.5 представлен график распределения гидростатической и ледовой нагрузки на обшивку затвора. Горизонтальная ледовая нагрузка определена при заданном значении перепада температуры воздуха At =15,1, средней толщине льда /; = 0,66 м, приведенная толщина льда составляет }j = 1,01 м. Линейная нагрузка от ледового покрова q = 0,8 МН/м = 8 т/м [89]. Линия приложения линейной нагрузки от ледового покрова принимается ниже расчетного уровня воды на 0,25 / = 0,25x0,66 = 0,165 м (см. рисунок 3.5). Распределенная нагрузка, действующая на толщине деятельного слоя Ц = 0,165 м, составляет при этом:
Фактор влияния нагрузок от электромагнитных небалансов
Турбинный блок является наиболее ответственным и сложным элементом массива гидроэлектростанции. В процессе разработки турбинного блока Саяно -Шушенской ГЭС были проведены обширные комплексные исследования статической работы различных вариантов конструкции. Впервые в отечественной практике был выполнен расчет методом конечных элементов напряженно-деформированного состояния турбинного блока с учетом сталежелезобетонной спиральной камеры и статора турбины. На основании анализа результатов исследований статической работы турбинного блока и его элементов была выявлена оптимальная конструкция, подвергнутая испытаниям на трех крупномасштабных моделях (М 1:6,4) [126], [127].
В 1976 году были проведены испытания двух моделей, различавшихся способом сопряжения несущих элементов. В одной модели воспроизведено жесткое сопряжение элементов. В другой модели по периметру сталежелезобетонной оболочки спиральной камеры была проложена войлочная прокладка с целью исключения передачи нагрузок на агрегатный блок.
Целью модельных испытаний 1976 года являлось определение наиболее оптимального типа сопряжения несущих элементов для разработанной конструкции агрегатного блока. В итоге был принят вариант агрегатного блока с жестким сопряжением сталежелезобетонной спиральной камеры и бетонного массива здания ГЭС.
Целью модельных испытаний турбинного блока 1977 года было уточнение и отработка окончательной схемы армирования агрегатного блока. Также на данной модели было исследовано влияние перемещений агрегатного блока на напряженно-деформированное состояние кожуха генератора.
Моделирование спиральной камеры и турбинного блока основывалось на следующих принципах: - обеспечение условий силового подобия и подобия материалов по механическим характеристикам; - полное геометрическое подобие в соответствии с принятым масштабом (1:6,4) шага арматуры и усиленных армированных зон блока по периметру, учет дисперсного армирования блока по периметру.
Отметим, что при моделировании были допущены некоторые отклонения модели от натурной конструкции. Наличие отклонений обусловлено невозможностью моделирования отдельных позиций по конструктивным или технологическим соображениям, а также дефиците или отсутствии в сортаментах по ГОСТу необходимых сечений листовой стали и арматуры.
Отклонения от натурной конструкции, допущенные в модели: - стальная оболочка в области входного сечения выполнена постоянной толщиной. Вследствие этого, при моделировании стальной оболочки в ряде сечений не был выдержан масштаб геометрического подобия. Лишние и недостающие сечения оболочки соответственно компенсировалось арматурой железобетонной оболочки; - колонны статора выполнены из стали СтЗ вместо стали 20ГСФЛ, что вызвало снижение прочности конструкции, но не повлияло на ее напряженно-деформированное состояние; - результаты испытания контрольных проб бетона, отобранных в процессе бетонирования модели, показали большой разброс прочности и более низкую марку бетона, по сравнению с натурным блоком. - модель блока по высоте полностью не смоделирована (ограничение по высоте модели накладывает высота потолков в лаборатории). В связи с этим, нижние ярусы бетонирования не воспроизведены и нарушена разбивка последующих ярусов бетонирования. - плиты пола машинного зала не воспроизведены и внешние нагрузки к кожуху генератора не прикладывались.
Модель агрегатного блока испытана на внутреннее гидростатическое давление с учетом гидравлического удара, создаваемое в полости оболочки спиральной камеры при помощи МНУ. Иные нагрузки (вес генератора, влияние соседних блоков и т.д.) не воспроизводились. Последовательность испытаний модели: - испытание металлической спиральной камеры и статора турбины до обетонирования внутренним давлением - 0-1,23-0 МПа; - испытания агрегатного блока со сталежелезобетонной спиральной камерой давлением 0 - 1,10 - 1,65 - 2,20 - 2,86 - 0 МПа при первых двух циклах загружения и давлением 0-2,86-0 МПа при многократном нагружении модели (т =1000); - перегрузка модели агрегатного блока давлением - 0 - 4,30 - 5,70 - 8,20 МПа. Расположение сечений спиральной камеры отражено на рисунке 4.15.
Результаты испытаний расчетным давлением Р = 2,86 МПа в виде эпюр тангенциальных и меридиональных напряжений в металлической оболочке спиральной камеры в области входного сечения (сечения 1-1, 2-2) представлены на рисунках 4.15-4.19.
Расчет блока спиральной камеры Саяно-Шушенской ГЭС на стадии проектирования был выполнен по программе «Корпус». Система «Корпус» (комплекс программ для расчета пространственных упругих систем) представляет собой комплекс из нескольких программ, предназначенных для расчета пространственных конструкций гидротехнических сооружений, таких, например, как блок спиральной камеры или агрегатный блок с учетом тракта отсасывающей трубы.
Результаты расчета представлены в виде эпюр главных напряжений в бетоне блока спиральной камеры в сечениях 1-5 на рисунках 4.22 - 4.25. Давление в спиральной камере принято равным Р = 2,86 МПа, с учетом гидравлического удара. Отметим, что растягивающие напряжения в бетоне получены здесь без учета работы металлической оболочки спиральной камеры.
