Содержание к диссертации
Введение
1. Натурные исследования деформированного состояния надземных переходов
1.1. Методика проведения исследований 18
1.2. Перемещения надземных переходов Г-образного типа с компенсаторами 22
1.3. Перемещения надземных переходов трапециевидного типа с компенсаторами 36
1.4. Перемещения надземных переходов без компенсаторов 46
1.5. Исследование деформированного состояния и характера работы компенсирующих устройств . 49
1.6. Анализ полученных результатов и вьгоод основных закономерностей деформаций надземных переходов 54
2. Натурные исследования напряженного состояния надземных переходов
2.1. Методика измерений и обработка результатов
2.2. Напряженное состояние надземных переходов в зависимости от основных конструктивных схем проададки
2.3. Напряженное состояние компенсирующих устройств
2.4. Напряженное состояние крутозагнутых колен
2.5. Анализ полученных результатов и их сравнение с расчетными данными 99
3. Разработка уточненной методики расчета перемещений конструктивных элементов надземных переходов
3.1. Расчет перемещений линейной части переходов для основных схем прокладки 105
3.2. Расчет компенсирующих устройств с учетом угла поворота колен меньше 90 120
3.3. Влияние перемещений линейной части переходов на изменение вылета компенсаторов, сопряженных под углом, меньше 90
3.4. Определение критических перемещений трубопровода, исходя из условия устойчивости линейной части надземных переходов 146
4. Расчет напряженного состояния надземных участков и практические рекомендации по повышению эффективности их работы
4.1. Уточненная методика расчета напряженного состояния надземных участков газопроводов 151
4.2. Разработка рациональных схем прокладки переходов балочного типа 169
4.3. Разработка способа обеспечения свободных перемещений линейной части переходов на опорах 176
4.4. Разработка технологической карты и схемы повышения эффективности работы переходов балочного типа
4.5, Внедрение результатов исследований при эксплуатации газопроводов "Братство","Союз"
и строительстве газоцровода Уренгой-Ужгород на горном Карпатском участке
Общие выводы и рекомендации
Литература 201
Приложения 211
- Перемещения надземных переходов Г-образного типа с компенсаторами
- Напряженное состояние компенсирующих устройств
- Расчет компенсирующих устройств с учетом угла поворота колен меньше 90
- Разработка рациональных схем прокладки переходов балочного типа
Введение к работе
Бурное развитие газовой промышленности СССР обуславливает интенсивное развитие сети магистральных трубопроводов, опережающее строительство которых будет оставаться решающей предпосылкой успешной реализации планов, принятых ХХУІ съездом КПСС [I] .
В одиннадцатой и двенадцатой пятилетках основной прирост добычи газа ожидается за счет новых месторождений в отдаленных северных и восточных районах страны, что в условиях объективной инерционности сети потребителей неизбежно приводит к дальнейшему увеличению средней дальности транспортирования, прокладке магистральных трубопроводов на резко пересеченной местности и необходимости преодоле -ния большого количества естественных и искусственных препятствий при помощи сооружения переходов различного типа.
Широкое применение при сооружении линейной части магистральных трубопроводов через препятствия получили надземные переходы в виде балочных систем [23, 71, 83 ] , чему способствовали работы, выполненные коллективами сотрудников ВНИИСТа, Гипроспецгаза, Союзгазпро-екта, Укргипрогаза и других проектных и научно-исследовательских институтов.
По конструктивному исполнению надземные переходы балочного типа представляют собой самонесущие, статически неопределимые системы, схемы прокладки которых выбираются в зависимости от ширины преодолеваемых препятствий и внешних силовых воздействий, а также от геологических изысканий и экономического сравнения вариантов надземной и подземной прокладки [7, 29 ] .
Особенно актуальна проблема обеспечения надежности надземных участков магистральных трубопроводов, подверженных наибольшему воз-
- б -
действию внешних силовых факторов и окружающей среды и по этой причине являющимися наиболее напряженными элементами линейной части трубопроводов [27, 29] .
Практика показывает, что погрешности расчета на прочность и устойчивость, игнорирование силовых воздействий и факторов, влияющих на несущую способность надземных участков трубопроводов, использование конструктивных решений, не отвечающих действительным условиям их работы и другие ошибки проектирования, резко снижают эксплуатационную надежность трубопроводных систем и создают условия для возникновения аварийных ситуаций,
В процессе эксплуатации трубопроводов колебания температуры и внутреннего давления способны вызвать значительное изменение длины их надземной части, компенсировать которые только за счет упругих деформаций сжатия или растяжения металла трубы практически невозможно [ 10, 14, 19 ] . Поэтому основным и наиболее надежным способом компенсации продольных деформаций трубопроводов является самокомпенсация [54, 71 ] , заключающаяся во введении в схему прокладки линейной части специальных компенсирующих устройств.
Особую роль в компенсирующих устройствах играют криволинейные элементы ( колена ), введение в схему открытых участков которых потребовало дополнительных исследований по изучению их гибкости, деформативности и напряженного состояния, так как изгиб труб с криволинейной продольной осью, в отличие от прямой трубы, сопровождается изменением формы поперечного сечения [9] ,
Повышенная гибкость кривых труб впервые была обнаружена при экспериментальном исследовании изгиба лирообразных компенсаторов [98] , а объяснение этого явления вскоре было дано в работе Т. Кармана [103], явившейся началом теоретического исследования изгиба кривых труб с учетом влияния деформаций поперечного сечения.
„ 7 -
Дальнейшие исследования труб с криволинейной осью как советских [57, 64, 89, 90, 91 ] , так и зарубежных [Ю1, 102, 105] авторов, в основном, были направлены на уточнение коэффициента уменьшения гибкости кривых труб по сравнению с прямыми, изучение влияния внутреннего давления, условий закрепления концов, плоскости действия изгибающего момента, а также упруго-пластических деформаций и факторов, препятствующих овальной деформации поперечного сечения изгибаемых труб.
Многочисленные экспериментальные исследования [54, 99, 100, 104] показали, что деформация поперечных сечений кривых труб при изгибе существенно изменяется по их длине при любом способе примыкания к соседним участкам* При этом, чем короче кривая труба, тем сильнее сказывается влияние концевых закреплений. Даже в случае соединения кривых труб с прямыми участками при помощи сварки, крайние сечения кривой трубы деформируются [14] В связи с этим кривые трубы, входящие в состав линейной части трубопроводов, оказываются в действительности более жесткими, чем это следует из результатов их теоретических исследований [54 ] .
Метод расчета кривых труб конечной длины, учитывающий влияние условий закрепления концов, получил дальнейшее развитие в работе [15]и ряде других.
Многие авторы [16, 17, 45] исследовали характер работы и напряженное состояние кривых труб для случая больших упругих перемещений.
Экспериментальные исследования, проведенные в целях проверки теоретических выкладок для промышленных образцов сварных колен диаметром 0,152 м, изогнутых под малым и большим радиусами, подтвердили увеличение жесткости колен при наличии растягивающих напряжений, создаваемых внутренним давлением. Кроме того данные о протя-
~ 8 -
женности зоны упругих деформаций показали, что несмотря на некото-рое увеличение жесткости колен, вызванное внутренним давлением, для доны упругих деформаций результирующий эффект комбинации "момент + деформация" приводит к более раннему переходу к пластическим деформациям, чем при внешних силовых воздействиях [99 ] .
Дальнейшие исследования работы кривых труб [9, 61, 79] показали, что их несущая способность не ограничивается областью упру -гих деформаций, а сохраняется и при упруго-пластических.
Наряду с исследованиями крутозагнутых колен, приводились работы по изучению характера и напряженного состояния кривых труб, сваренных из отдельных секторов - сварных колен, получивших широ -кое применение в связи с увеличением диаметра труб, используемых для сооружения магистральных трубопроводов.
Наиболее значительные исследования работы сварных колен, позволившие широко использовать их в практике строительства магист -ральных трубопроводов, проведены авторами работ [54, 58, 79]. Исследования проводились в широком диапазоне изменения гибкости таких колен. В результате проведенных исследований было опровергнуто мнение о том, что жесткость сварных колен при изгибе не понижается по сравнению с жесткостью прямых труб и доказано, что их гибкость аналогична гибкости гладких кривых труб.
Проведенные экспериментальные исследования позволили решить и другую не менее важную задачу на пути применения сварных колен -распределение напряжений и оценка предельной несущей способности таких колен под действием внутреннего давления.
Эксперименты, проводившиеся на кривых трубах, изготовленных в натуральную величину, непосредственно в П-образных компенсато -pax, показали, что предельная несущая способность сварных колен зависит от их конструкции и близка к теоретической несущей спо -
собности прямых труб для колен с тремя секторами.
Результаты экспериментального определения напряженного состояния металла криволинейных труб, сваренных из отдельных секторов, проводившиеся в натурных условиях, приведены в работах [8, 21, Зі] . Исследования криволинейных участков подсоединения нефтеперекачивающих агрегатов к магистральному нефтепроводу [Зі] , проводившиеся посредством замера деформаций металла трубы при помощи тензометри-рования на изменение внутреннего давления показали более интенсивный рост напряженного состояния в сегментном соединении по сравнению с крутозагнутым отводом.
Следует отметить, что все проводившиеся исследования как гладких, так и сваренных из отдельных секторов криволинейных труб, относятся в основном к коленам с центральным углом, равным 90.
Тем не менее в практике строительства магистральных трубопроводов, особенно из труб большого диаметра ( 1,42 м ), все шире используются для образования углов поворота открытых участков линейной части трубопроводов как крутозагнутые, так и сваренные из отдельных секторов колена, угол поворота которых меньше 90.
Можно предположить, что уменьшение угла поворота колен должно сказываться на напряженном их состоянии, а потому исследования характера работы и напряженно-деформированного состояния таких колен, проведенные в трассовых условиях на работающем трубопроводе, представляют несомненный интерес для изыскания путей повышения эксплуатационной прочности трубопровода в целом.
Наряду с обширными и всесторонними исследованиями труб с криволинейной продольной осью, вводимых в схему любого трубопровода для образования компенсационных контуров, проводились работы по изучению компенсирующей возможности таких контуров [55, 58, 81,104].
В этой связи необходимо отметить работы [55, 56, 70, 92] , направленные на всестороннее исследование компенсирующей способ -ности компенсаторов П - образного типа, проведенные для различного диаметра труб. Теоретические исследования позволили получить зависимости для их расчета, а экспериментальные - дали возможность определить рациональные их размеры.
Ряд работ теоретического плана были направлены на упрощение выражений, применяемых для расчета компенсаторов П- и - образного типа [19, 63] , с сохранением при этом достаточной точности.
Проведенные теоретические и экспериментальные исследования компенсирующей способности относились к компенсаторам, сопряженным с линейной частью под углом 90.
Однако, обследования характера работы компенсаторов, сопряженных под углом меньше 90, проведенные на действующем газопроводе [33, 34, 37, 38, 40] , показали значительные расхождения в их работе по сравнению с компенсаторами, сопряженными под углом 90, выразившиеся в поперечных перемещениях трубопровода относительно опор, превосходящих аналогичные перемещения трубопровода надземных участков с компенсаторами, сопряженными с линейной частью под углом 90.
Отклонение от установленных норм эксплуатации, несоответствие положения линейной части трубопроводов проектному положению, может привести к отказам и нормальному функционированию как самих открытых участков, так и магистральных трубопроводов в целом[26, 36, 43]. При сооружении надземных переходов в целом через реки и овраги из труб большого диаметра ( 1,42 м ) в горных условиях, несоблюдение проектных установок ( кривые изгиба, вылеты компенсаторов, конструкций опорных частей и пр.), а также несоответствие конструктив-
- II -
ных решений переходов действительным условиям их работы [34, 41], приводит к недопустимым деформациям трубопровода и дорогостоящим исправлениям.
Немалое значение в формировании надежности линейной части магистральных трубопроводов ( открытых участков балочных переходов в особенности ) имеет соответствие действительных условий работы надземных участков трубопроводов с расчетными предпосылками и конструктивными решениями. Тем не менее опыт эксплуатации открытых участков надземных переходов указывает на то, что эти условия далеко не соблюдаются. На практике имеются зачастую случаи нарушения проектного положения трубопровода балочных переходов на опорах вследствие значительных перемещений линейной части в поперечном направлении, которые приводят к разрушению опорных частей, дополнительному изгибу трубы переходов в горизонтальной плоскости, потери ее устойчивого равновесия на опорах, а также другим нарушениям, снижающим эксплуатационную надежность балочных переходов, в частности, и магистральных трубопроводов, в целом, из-за возникновения , вследствие этих нарушений, аварийных ситуаций.
Поэтому важное значение приобретает разработка таких конструктивных схем прокладки открытых участков магистральных трубопроводов, которые соответствовали бы действительному характеру их работы, обеспечивали бы свободное перемещение трубы переходов на опорах, создавая тем самым необходимую компенсирующую способность балочным переходам как строительным конструкциям.
Кроме того, компенсирующая способность трубопроводов большой протяженности зависит во многом от сил трения [65] , возникающих при нагреве или охлаждении труб на трущихся поверхностях. Фактические напряжения изгиба и перемещения трубопровода могут значи -
- 12 -тельно отличаться от теоретических, подсчитанных без учета сил трения. Особенно это касается открытых участков магистральных трубопроводов, сооружаемых из труб диаметром 1,42 м, так как с увеличением диаметра труб возрастают и силы трения на опорах. Поэтому улучшение компенсирующей способности надземных переходов неразрывно связано с обеспечением достаточно эффективного способа перемещения труб на опорах с наименьшим трением.
При этом метод прокладки трубопроводов оказывает существенное влияние на конструкцию опор, поскольку при этом изменяется как прикладываемые к опорам нагрузки, так и перемещения, на которые должны быть рассчитаны опорные части. При прямолинейной прокладке с компенсацией деформаций компенсаторами, повернутыми на угол 90, возможно относительно небольшие поперечные смещения трубы на подвижных опорах, а при прямолинейной прокладке без компенсации продольных деформаций, трубопровод почти не перемещается [83] .
Конструкций опор, обеспечивающих возможность сооружения открытых участков магистральных трубопроводов, разработано достаточно много [2, 3, 4, 5, б] . Однако, наибольшее применение при сооружении балочных переходов трубопроводов большого диаметра получили продольно-подвижные опоры каткового типа [29, 71, 83 ] , как одни из наиболее простых и дешевых в конструктивном исполнении.
Обследование состояния таких опор на газопроводах "Братство" и "Союз" показало, что в ходе эксплуатации балочных переходов происходит разрушение опорных частей, нарушение проектного положения катков и их перекос вследствие смещения опорного башмака в поперечном направлении, вызванного характером перемещений балочных переходов с компенсаторами, сопряженными с линейной частью под углом, меньшим 90, резко снижающие компенсирующую возможность надземных переходов.
- ІЗ -
В этой связи практическую значимость приобретают вопросы разработки способов обеспечения свободного перемещения трубопровода балочных переходов на опорах, компенсация деформаций которых выполняется компенсаторами, сопряженными под углом, меньшим 90,путем создания опорных конструкций соответствующего типа.
Снижение компенсирующей способности балочных переходов вследствие разрушения опорных частей, невозможность свободного перемещения трубопровода в поперечном направлении из-за использования при сооружении балочных переходов продольно-подвижных опор каткового типа, а также значительные ( до 0,8 м ) поперечные перемещения линейной части, способны изменить напряженно-деформированное сое -тояние трубы переходов и вызвать потерю их устойчивости в поперечном направлении.
Исследования переходов магистральных трубопроводов проводились в работах [10, II, 12, 13, 19, 32, 60, 76] и других, в которых рассмотрены вопросы расчета их линейной части на температурные воздействия [13, 19] и вопросы определения частот и максимальных пролетов балочных переходов [60 ] , исследован продольно-поперечный изгиб трубы [76, 80, 88 ] , а также рассмотрена возможность потери переходами устойчивого равновесия [25, 43, 95, 96, 97] и другие технологические вопросы.
Рассмотренные в этих работах вопросы касаются, в основном, простейших однопролетных переходов, носят теоретический характер и почти совсем не рассматривают вопросы напряженно- деформированного состояния сложных многопролетных балочных переходов с компенсацией продольных деформаций трубопровода компенсаторами, сопряженными с линейной частью трубопровода под углом, меньшим 90.
В этой связи исследования напряженно-деформированного состояния многопролетных балочных систем с компенсаторами, сопряженными с линейной частью трубопровода под углом меньшим 90, проводимые в трассовых условиях, разработка уточненных методик расчета напряженно-деформированного состояния переходов с такими компенсаторами и самих компенсаторов, а также уточнение и выбор рациональных схем прокладки линейной части переходов, являются актуальными.
Данная диссертационная работа посвящена созданию новых эффективных методов расчета напряженно-деформированного состояния надземных участков газопроводов и их конструктивных решений с учетом совместной работы линейной части и компенсирующих систем, а также разработке практических рекомендаций и мероприятий по повышению эффективности их работы при эксплуатации в горной местности.
В работе впервые, на основе натурных измерений, проведен комплекс исследований напряженно-деформированного состояния балочных переходов с компенсаторами, сопряженными с линейной частью под углом меньше 90, включающими линейную часть, крутозагнутые колена и компенсаторы.
Разработан алгоритм и программное обеспечение для решения задачи определения напряженного состояния металла трубы надземных переходов балочного типа на основе измерения их деформированного состояния. Получены инженерные методики расчета, позволяющие проводить оценку возможных перемещений линейной части переходов в зависимости от конструктивного их исполнения, прогнозировать напряженное состояние трубопровода в период эксплуатации и выбрать рациональную схему прокладки надземных участков с учетом возможных перемещений линейной части, а также вести расчет компенсаторов с учетом угла их сопряжения.
В первой главе диссертации приведены результаты натурных измерений характера перемещений линейной части переходов балочного типа в зависимости от конструктивного их исполнения и режима эксплуатации, проведен их анализ и определены наиболее опасные в деформированном отношении схемы прокладки.
На основе анализа данных по измерению деформированного состояния трубопровода и выбора наиболее опасных участков во второй главе приведены результаты детальных исследований напряженного состояния трубы переходов, включающие крутозагнутые колена и компенсаторы, с целью изучения действительного напряженного их состояния, выявления наиболее напряженных участков трубопровода и факторов, способствующих его изменениям.
В третьей главе на основе измерений напряженно-деформированного состояния надземных участков, проведенных экспериментальным путем, изложены результаты теоретических исследований характера перемещений линейной их части, компенсирующей способности компенсаторов, сопряженных с надземными участками под углом меньше 90, и степени влияния поперечных перемещений компенсируемых участков на изменение вылета таких компенсаторов и устойчивого положения линейной части трубы на опорах. Разработаны уточненные методики расчета перемещений трубопровода переходов с учетом конструктивного их исполнения, компенсирующей способности компенсаторов с учетом угла сопряжения и величины поперечных перемещений линейной части переходов.
Четвертая глава посвящена расчету напряженного состояния надземных участков газопроводов, разработке и внедрению способов снижения величины напряжений, действующих в надземных участках, сопря-женных под углом Jo*/? с компенсирующими устройствами.
Предложена конструкция свободно-подвижной самоустанавливающейся опоры каткового типа и разработаны технологические схемы по обеспечению эксплуатационной надежности переходов балочного типа, а также приведены результаты внедрения выполненных исследований при эксплуатации балочных переходов газопроводов "Братство","Союз" и строительстве горного участка газопровода Уренгой-Помары-Ужгород.
Работа подготовлена на кафедре "Сооружение трубопроводов и хранилищ" Ивано-Франковского института нефти и газа.
Автор считает своим долгом выразить искреннюю благодарность и признательность научному руководителю, заслуженному деятелю науки и техники РСФСР и Башкирской АССР, профессору, доктору технических наук В.Л.Березину за внимание и помощь, оказанные в процессе выполнения диссертационной работы.
Автор признателен коллективу ОНИЛ-4 Ивано-Франковского института нефти и газа за содействие и помощь в проведении эксперимен -тальных исследований.
Перемещения надземных переходов Г-образного типа с компенсаторами
Переходы данного типа применимы, в основном, для преодоления естественных ( реки, крупные овраги ) и искусственных ( каналы, ирригационные системы ) препятствий шириной более 150 м, компенсация деформаций которых осуществляется компенсаторами Г-образного типа с углом поворота колен меньшим 90, расположенными наклонно к горизонту.
Из большого числа переходов данной группы на газопроводе "Братство" исследовались переходы "Свича-І" , "Свича-ІУ" и "Ильница", а на газопроводе "Союз" - переходы №№ I, 8, 23 и 24.
Измерения перемещений трубы проводились систематически, начиная с 1975 года на газопроводе "Братство" и с 1978 года на газопроводе "Союз". В год делались две серии измерений, охватывающие весенне-зимний и летне-осенний периоды их эксплуатации.
При обследовании переходов данного типа были обнаружены значительные поперечные смещения трубы на опорах относительно ограничительных стоек. Наибольшей величины эти перемещения достигли на первых опорах, считая от компенсаторов, для переходов, расположенных на удалении 20 - 40 км от компрессорных станций.
На рис. 1.4 показано изменение положения трубы на опорах относительно ограничительных стоек на переходе "Свича-1". Переход расположен примерно в 8 км от компрессорной станции.
На рис. 1.4 дано проектное положение трубы перехода - I ; расчетное - П,построенное по полученным в работе [38] формулам и обусловленное изменением температурного режима и давления в трубопро -воде, а также действительное положение трубы на опорах - Ш, построенное по результатам проводившихся измерений. За проектное положение трубы принято положение, которое она занимала к моменту начала измерений и которое определялось по результатам теодолитной съемки пространственного ее положения на опорах.
Из рис. 1.4 видно, что между действительным положением трубопровода на опорах ( положение Ш ) и положением, построенным на основе аналитического расчета ( положение П ), имеют место расхождения, наибольшая величина которых на первых, считая от компенса -торов, опорах. Обусловлено это, в первую очередь,тем, что перемещения линейной части переходов с компенсаторами, сопряженными с -линейной частью под углом меньше 90 происходят в направлении компенсатора с большим вылетом, т.е. компенсатора с меньшей изгибной жесткостью. Помимо роста интенсивности напряжений .в таких компенсаторах и разгрузки компенсаторов с большей изгибной жесткостью, происходит резкое увеличение смещения узла поворота оси трубопровода, а, следовательно, и увеличение, по сравнению с расчетными значениями, величины поперечных перемещений линейной части на крайних от компенсаторов опорах многокомпенсаторных переходов.
Обработка измерений, проводившихся на протяжении I975-I98I годов, показала, что перемещения трубы на опорах носят неоднозначный характер, т.е. величина и направление перемещений изменяются для каждого опорного сечения ( табл. I.I , приложение I ).
Кроме того, перемещения трубопровода многокомпенсаторных переходов носят необратимый характер, т.е. имеет место процесс непрерывного нарастания деформаций линейной части переходов при изменениях температурного режима и давления газа, обусловленный рядом причин, основными из которых являются:1. Неопределимость характера распределения продольных деформаций между компенсаторами, изгибная жесткость которых неодинаковая. При этом наблюдается возможность смещения перехода в одном направлении, чаще всего в сторону компенсатора с большим вылетом, т.е. меньшей изгибной жесткостью ;2. Невозможность свободного смещения линейной части переходов в поперечном направлении из-за больших сил сопротивления в продольно-подвижных Катковых опорах. Силы трения в опорных частях не позволяют трубопроводу занимать исходное положение при снижении температурного режима трубы и давления газа, внося тем самым неопределимость характера возможного изгиба линейной части переходов в горизонтальной плоскости.
Напряженное состояние компенсирующих устройств
При исследованиях перемещений линейной части переходов были выявлены, как уже ранее отмечалось, нарушения целостности обвалов-ки компенсаторов, сопряженных с линейной частью под углом меньше 90, что привело к образованию трещин и зазора между грунтом и трубопроводом компенсаторов и дополнительному их изгибу.
Поэтому наряду с измерениями интенсивности напряжений в трубопроводе линейной части переходов проводились исследования напряженного состояния компенсаторов, сопряженных с линейной частью переходов под углом меньше 90. Напряжения в компенсаторах измерялись в верхней точке вертикального диаметра и двух точках горизонтального диаметра по длине компенсаторов, начиная от угла их сопряжения и до входа трубопровода в грунт. Схема измерения интенсивности напряжений в компенсаторах приведена на рис. 2.12,а, а эпюры распределения напряжений в зависимости от угла сопряжения и вылета компенсаторов показаны на рис. 2.2, 2.4, 2.5, 2.8,2.10.
Анализ напряженного состояния компенсаторов, сопряженных под углом меньше 90, и результаты проведенных измерений показывают, что интенсивность напряжений в компенсаторах такого конструктивного исполнения зависит от следующих основных факторов : угла сопряжения компенсаторов в плане, а также величины перемещений линейной части, которые приходятся на компенсатор при эксплуатации переходов.
При этом угол сопряжения компенсаторов оказывает решающее значение на интенсивность напряженного их состояния. Уменьшение угла сопряжения приводит к дополнительным сжимающим усилиям в трубопро 0воде по сравнению с; компенсаторами, сопряженными под углом 90 , при том условии, если компенсаторы находятся в одинаковых эксплуатационных условиях.
Измерения показали, что интенсивность напряжений компенсаторов на всех исследуемых переходах примерно на 30-40 % выше, чем напряженное состояние компенсируемых участков. Причем интенсивность напряжений в компенсаторах на переходах нСвича-1и, "Латорица" и "Айдар" превысила расчетные их значения и предел текучести металла трубы, вызвав тем самым пластические деформации трубопровода.
Кроме того, одной из основных причин, способствующих повышению интенсивности напряжений в компенсаторах являются также значительные смещения трубопровода в узлах поворота линейной части, примерно в 1,5 - 3 раза превышающие расчетные значения. Перемещения узлов сопряжения компенсаторов и компенсируемых участков в поперечном направлении привели к дополнительному изгибу самих компенсаторов, увеличив напряжения изгиба, а,следовательно, и общее напряженное их состояние.
Измерения интенсивности напряжений в компенсаторах, сопряженных под углом меньше 90, подтвердили тот факт, что такие компен саторы являются наиболее напряженными участками переходов, интенсивность напряжений которых превосходит расчетные значения, полученные по существующей до настоящего времени методике, не учиты -вагощей угол их сопряжения.
Исследования напряженного состояния компенсаторов показывают, что измерение интенсивности напряжений в компенсаторах данного типа является одной из важных мер, направленных на повышение надежности эксплуатации переходов и условий предотвращения аварийных ситуаций на газопроводах.
Вместе с тем измерения интенсивности напряжений показали, что существующая методика расчета компенсаторов такого типа не отвечает условиям их работы, так как не учитывает влияния уменьшения угла сопряжения компенсаторов и характера перемещений линейной части переходов с такими компенсаторами и требует дальнейших теоретических исследований по разработке способов расчета, наиболее полно отвечающих действительным условиям, в которых работают такие компенсаторы.
Наряду с измерениями интенсивности напряжений в компенсаторах, сопряженных с линейной частью переходов под углом меньше 90, проводились исследования напряженного состояния их колен, работающих в условиях значительных температурных воздействий и перемещений линейной части с целью изучения характера распределения напряжений по длине колен в зависимости от угла их поворота. Измерения напряжений проводились на крутозагнутых коленах, входящих в состав Л-образных компенсаторов узла подключения компрессорной станции ( КС ) газопровода "Союз". Исследовались колена с углом поворота 90 и 60.
Схема колена с указанием точек измерения напряжений приведена на рис. 2.12,6, а результаты измерений представлены в табл. 2.7 - 2.10 ( приложение П ). На основе полученных данных интен -сивности напряжений построены эпюры распределения кольцевых напряжений в центральном F и двух смежных сечениях В и И ( рис.2Л6-2.17 ), а также эпюры распределения продольных напряжений по длине колена в плоскости его изгиба ( рис.2.14 - 2.15 ).
Исследования показали, что характер распределения напряжений по длине колен, работающих в составе компенсаторов, зависит не только от угла их поворота и условий эксплуатации ( температурного режима и давления газа ), но и от перемещений примыкающих к компенсаторам компенсируемых участков трубопровода. Сравнивая характер распределения напряжений по длине колен с углом поворота 60 и 90, расположенных на высокой стороне КС ( рис. 2.14 ),можно отметить, что их интенсивность по длине колена неодинаковая, как для внешней, так и для внутренней стороны колен, для которой эпюра интенсивности напряжений по длине колена, повернутого на угол 60 в центральных сечениях и И отличается от эпюры напряжений по длине колена, повернутого на угол 90. Кроме того, эпюры напряжений по длине колен показывают, что колено, повернутое на угол 90, испытывает изгиб из плоскости его кривизны, так как на наружной его поверхности имеют место напряжения сжатия, а на внутренней - растяжения, тогда как колено, повернутое на угол 60, работает в условиях изгиба в плоскости его кривизны, и на наружной его поверхности имеют место напряжения растяжения, а на внутренней - сжатия.
На рис.2.15 приведены эпюры распределения продольных напряжений по длине крутозагнутых колен, работающих в Л-образном компенсаторе на низкой стороне подключения КС. Из приведенных эпюр
Расчет компенсирующих устройств с учетом угла поворота колен меньше 90
Расчет аеремещений компенсаторов Г - образного типаПроверка прочности Г-образных компенсаторов [71, 81] проводится по формулегде ZK - вылет компенсатора - модуль упругости металла трубы ;Дн - наружный диаметр трубопровода.
В нее входит такой параметр, как Лк » представляющий собой перемещение узла сопряжения компенсируемого участка и компенсатора по направлению продольной оси перехода. Обычно Л к определяют по формуле [ 71 ]Лк = (oCut-H аг 3) 4 , ( 3.30 )где At - изменение температурного режима трубопровода ; d- - коэффициент линейного расширения металла трубы ; - длина компенсируемого участка трубопровода ; Экц - кольцевые напряжения в трубопроводе от внутреннего давления газа.
Использование формулы ( 3.30 ) при расчете компенсаторов, сопряженных с линейной частью надземных участков под углом, меньшим 90, для определения величины ик [35] , как это имеет место при расчете Г-образных компенсаторов, повернутых на угол 90, не предс-тавляется возможным, так как параметр u , характеризующий прогиб компенсатора при /5 90, в этом случае зависит не только от продольных деформаций линейной части перехода, но и от продольных деформаций компенсатора и угла его сопряжения.
Полярный план перемещений узла сопряжения компенсатора с линейной частью надземного участка под углом меньшим 90, приведен на рис.3.4. Из геометрического построения ( рис.3.4 ) параметр ик можно представить выражениемгде &е и дк - продольные деформации компенсируемого участка икомпенсатора от изменения температурного режима трубопровода и внутреннего давления ; у - угол, образованный пересечением горизонтальной М и наклонной И плоскостей. Значения параметров Ъ и Ьк определим из выражений - 123 -где Ь и і/к - длина компенсируемого участка и компенсаторасоответственно ; N& и Мк - продольные усилия в компенсируемом участке икомпенсаторе. В том случае, если трубопровод имеет возможность свободно перемещаться в поперечном направлении на опорах, а угол сопряжения компенсатора равен 90, усилия Hi и Л/к не оказывают существенного влияния на значение температурных деформаций компенсатора и компенсируемого участка. Поэтому в инженерных расчетах вторым членом правой части выражений ( 3.32 ) и ( 3.33 ) можно пренебречь.
Выражение ( 3.31 ) после подстановки ( 3.32 ) и ( 3.33 ) запишется в видегдеЗависимости ( 3.30 ) и ( 3.34 ) отличаются коэффициентом jj , учитывающим геометрические параметры открытого участка трубопровода, для определения которого построена номограмма, приведенная на рис.3.5. Анализ выражения ( 3.34 ) показывает, что при изменении .угла f от 90 до 0 коэффициент 7 увеличивается от I до оо.
Так, при сопряжении компенсатора под углом 90 величина = I, т.е. uJK = Л к . С уменьшением угла сопряжения компенсатора величина параметра увеличивается, что свидетельствует о росте па-раметра ик . Например, при отношении & / = 0,2 , наиболее часто встречающемся в конструкциях балочных переходов, величина парамет pa UK при угле Jb - 60 больше в 1,3 раза, при угле Jb = 45 -в 1,6 раза, а при угле Jb - 30 - в 2,4 раза больше параметра Лк , определяемого по ( 3.30 ) для компенсатора Г-образного типа, сопряженного под углом 90. Но так как напряжения и компенсирующая способность компенсатора зависит линейно от параметра ик , то во столько же раз "возрастают напряжения и снижается компенсирующая способность компенсаторов Г-образного типа при уменьшении угла сопряжения по сравнению с 90.
Это говорит о том, что расчет параметра ик по существующей методике не отражает реальной картины напряженно-деформированного состояния компенсаторов, сопряженных под углом меньшим 90 и дает заниженное значение напряжений, способствуя тем самым снижению надежности работы трубопровода переходов в целом.Влияние гибкости колена на компенсирующую способность Г-образных компенсаторов с углом сопряжения, меньшим 90
При определении компенсирующей способности компенсаторов Г-образного типа с углом поворота колен равным 90, используют схему консольной балки, пренебрегая несколько большей гибкостью колена. Величиной, характеризующей компенсирующую способность компенсатора, является его прогиб. Прогиб компенсатора, сопряженного под углом 90, представляет собой перемещение по направлению перпендикуляра к его оси и определяется выражением ( 3.29 ).
Использование компенсаторов, сопряженных под углом меньшим 90, существенно сказалось на компенсационной способности открытых участков с такими компенсаторами. Исследования показывают [35, 36, 38] , что уменьшение угла поворота колен, изменив величину и направление прогиба компенсаторов при тг , привело к снижению компенсирующей их способности.В этой связи проводились исследования влияния гибкости колен на компенсирующую способность компенсаторов Г-образного типа при условии уменьшения угла их сопряжения по сравнению с 90.
Используя теорию изгиба кривого бруса [75, 86] , зависимость между прогибом компенсатора ик , сопряженным под углом меньшим 90 возникающими при этом напряжениями бкот, представим в видеу - расстояние середины элементов участков компенсатора от направления действия силы ; кж - коэффициент уменьшения жесткости криволинейногоучастка ; тн - коэффициент увеличения напряжений в криволинейном участке. Величинами, подлежащими определению в выражении ( 3.36 ), являются интеграл /U и прогиб компенсатора и. Прогиб компенсатора определим по формуле ( 3.34 )
Для определения значения параметра Др используем графо-ана-литический метод [71] , предварительно разбив периметр компенсатора на участки ( рис. 3.6 ). - -Максимальные продольные напряжения в компенсаторе Г-образного типа, сопряженном под углом, меньшим 90, с учетом гибкости колена могут быть определены по формуле
На основании формулы ( 3.39 ) построены графики для определения вылета компенсатора в зависимости от прогиба и угла поворота колена. На рис.3.7 приведено изменение значения и/ & в зависимости от отношения к/Дн и угла ft с учетом компенсирующей способности колена.
Из графика ( рис. 3.7 ) видно, что при уменьшении угла поворота колена Jb , компенсирующая способность компенсатора резко снижается. Так, при отношении Як/в =15 величина перемещений, которые могут быть восприняты компенсаторов, сопряженного под углом 45 в 2,3 раза, а компенсатора, сопряженного под углом 30 - в 7,4 раза меньше, чем компенсатора с углом поворота колена, равным 90.
На рис.3.8 приведен график зависимости - г от отношения " /Дн, построенный для компенсатора, сопряженного под углом 90 с учетом компенсирующей способности колена по формуле ( 3.39 ) и без ее учета, - построенный по формуле ( 3.29 ). Из графика видно, что пренебрежение гибкостью колена существенно влияет на компенсирующую способность компенсатора, подсчитанная без учета гибкости колена, почти в 8 раз больше, чем с учетом гибкости колена.
Приведенные исследования показывают также, что при расчете компенсаторов Г-образного типа, сопряженных под углом , меньшим 90, необходимо учитывать угол поворота и гибкость колен.Помимо компенсаторов с одним коленом большое применение в практике строительства трубопроводов имеют также компенсаторы с двумя
Разработка рациональных схем прокладки переходов балочного типа
Рассматривая наиболее широко применяемые на практике схемы надземной прокладки газопроводов в виде балочных систем с компенсаторами, сопряженными с их линейной частью под углом меньшим 90,проведены исследования по разработке рациональных схем их прокладки, учитывающих характер возможных перемещений линейной части при условии уменьшения угла сопряжения компенсаторов.
На рис.4.6,а показана конструкция перехода, предусматривающая такое взаимное расположение компенсаторов, при котором с появлением удлинений линейной части переход должен переместиться в положение П. Из плана возможных перемещений ( рис.4.2,а) видно, что длина линейной части перехода вэ этом положении меньше первоначальной ( положение I ). Поэтому при деформациях линейной части переход может занять только положение Ш, в котором отпор компенсатора увеличивается не только за счет изменения длины компенсатора и компенсируемого участка, но и за счет угла поворота компенсатора в плане.
Отсутствие на переходе, выполненного по такой схеме, устройства по распределению температурных деформаций, создает условие неравномерной загрузки компенсаторов и обуславливает свободное перемещение перехода в произвольном направлении.
Более рациональное расположение компенсаторов имеет схема, показанная на рис.4.6,б. На схеме видно, что с появлением удлинений линейной части переход стремится занять новое положение Ш, при котором длина трубопровода больше, чем в положении I. При этом создается условие более свободной деформации перехода,а,следовательно, его элементы подвергаются меньшим деформациям и находятся в менее напряженном состоянии чем перехода, показанного на рис.4.6,а.
Однако, и в этой схеме прокладки перехода распределительные устройства продольных деформаций линейной части между компенсаторами отсутствуют.
Анализ характера возможных перемещений линейной части показывает, что балочные системы переходов могут работать по расчетной схеме в том случае, если их продольные деформации распределяются между компенсаторами в соответствии с компенсирующей возможностью компенсаторов. Этого можно достичь только при помощи распредели -тельных устройств в виде вращающихся или подвижно-вращающихся опор. Конструкция опор при этом должна обеспечивать свободный поворот линейной части переходов в горизонтальной плоскости, так как в противном случае может возникать изгиб трубопровода на опоре, вызывая значительные усилия в самой опоре. Опора тогда проектируется массивной, что приводит к повышению ее габаритов и стоимости.
Такое решение нерационально. Кроме того, свободный изгиб трубопровода относительно распределительной опоры исключает изгиб линейной части перехода в горизонтальной плоскости, а систему сил, действующих на опору, сводит к одной продольной силе, возникающей в трубопроводе от разности отпоров компенсаторов, зависящих в свою очередь от их погонной жесткости. Но так как вылет компенсаторов принимается в зависимости от расчетной длины компенсируемых участков то величина продольной силы, передаваемой на опору, будет незначительной и равной разности их отпоров.
В последнее время получили распространение схемы надземной прокладки переходов балочного типа с использованием "мертвых" опор для распределения продольных деформаций между компенсаторами ( рис.4.7,а, позиция I )
Из рисунка видно, что большим недостатком этой схемы является несогласованность в расположении компенсаторов, изменение длины которых вызывает перемещение компенсируемых участков аналогично схеме, показанной на рис.4.6,а. "Мертвые" опоры препятствуют свободному перемещению линейной части перехода относительно опор, вызы« вая тем самым дополнительный его изгиб. Для устранения этих недос-татков необходимо расположить компенсаторы в соответствии со схемой, показанной на рис.4.7,б.
Сопоставление двух деформированных состояний перехода, выполненного по схеме рис.4.7,а и рис.4.7,б ( позиция П ) свидетельствует о преимуществах второго, при котором отсутствует изгиб трубопровода в зоне опоры, что снижает напряженное состояние трубопровода и повышает надежность его работы.
Из приведенных схем следует, что наиболее рациональной схемой прокладки надземных переходов балочного типа является схема, приведенная на рис.4.6,б, имеющая распределительное устройство про -дольных деформаций линейной части в виде вращающейся опоры.
Схема надземной прокладки переходов, представленная на рис. 4,6,6, может применяться только в исключительных случаях. При этом роль распределительного устройства должна выполнять подвижно-вращающаяся опора.
Место установки распределительных устройств определяется пересечением направлений действия реакций с осью компенсируемого участка перехода ( рис.4,6,б, позиция Ш ), или проекцией на ось трубопровода точки пересечения линии 33 , условного направления реакции при расчленении схемы на два участка ( рис.4.6,а, участки ABC и ВСД ).
Линейные размеры участков, т.е. место установки распределительных устройств, определяются в зависимости от схемы прокладки переходов по формулам где # - расстояние от узла поворота оси линейной части перехода в плане до места установки распределительной опоры ; L - длина компенсируемого участка перехода ; її., {, - длина прямолинейной части перехода ; А - вылеты компенсаторов ; - расстояние между узлами поворота оси трубопровода ; б - угол между направлением действия реакции и осью компенсатора ; fii & утш между линией действия реакций и осью перехода. Формула ( 4.30 ) применима для схемы перехода, показанной на рис. 4.6,а, формула ( 4.31 ) применима для схемы, показанной на рис. 4,6,6, а формула ( 4.32 ) - для схемы перехода, показанной на рис. 4.8.
При прокладке переходов балочного типа по схеме, сочетающей элементы схем, приведенных на рис.4.6 и рис.4.8, линейные размеры отмеченных участков, т.е. место установки распределительных ует ройств, рассчитывается по приведенным формулам ( 4.30 ) и ( 4,32). Исходя из проведенного анализа, рациональной схемой надземной прокладки переходов балочного типа необходимо считать такую, при
