Содержание к диссертации
Введение
1. Методы оценки ледовых нагрузок на морские инженерные сооружения. построение схемы взаимодействия платформы с наклонной стенкой и ровного льда 11
1.1. Классификация существующих методов оценки ледовых нагрузок на инженерные сооружения 11
1.1.1. Историческое развитие вопроса определения ледовых нагрузок на инженерные сооружения 11
1.1.2. Аналитические методы 12
1.1.3. Статистические методы 14
1.1. 4. Методы, основанные на результатах экспериментальных исследований 16
1. 2. Анализ существующих методов определения глобальной ледовой нагрузки на инженерные сооружения с наклонной образующей при их взаимодействии с ровным льдом 17
1.3. Схема взаимодействия с ровным льдом инженерного сооружения с наклонной стенкой 25
2. Разработка теоретического метода расчета глобальной ледовой нагрузки на широкие платформы с наклонной стенкой при их взаимодействии с ровным льдом 30
2.1. Постановка задачи и принятые допущения 30
2.2. Составляющие глобальной ледовой нагрузки 33
2.2. 1. Сила ломки ледового поля 34
2.2.2. Сила проталкивания ледового поля между надводным и подводным нагромождениями 39
2. 2. 3. Сила проталкивания блоков льда по наклонной поверхности 41
2. 2. 4. Сила разворота надвигающегося поля на наклонную поверхность сооружения 42
2. 2. 5. Сила разворота блоков льда на вертикальную стенку 45
2. 2. 6. Сила проталкивания нагромождения вдоль боковых граней платформы 47
2.3. Определение геометрических параметров нагромождений 48
2. 3. 1. Угол естественного скоса 48
2. 3. 2. Предельная высота надводного нагромождения 50
2. 3. 3. Предельная глубина подводного нагромождения 55
2.4. Факторы ограничения роста глобальной ледовой нагрузки 61
2.5. Программа расчета глобальной ледовой нагрузки 64
3. Приложение разработанного теоретического метода определения глобальний ледовой нагрузки к задачам проектирования ледостойких платформ 67
3.1. Диаграммы для оценки глобальных ледовых нагрузок на широкие платформы на ранних стадиях проектирования 67
3. 2. Выбор оптимальных геометрических параметров широких платформ с наклонной стенкой 72
3. 2. 1. Оценка вклада каждой составляющей в суммарную ледовую нагрузку 72
3. 2. 2. Определение геометрических параметров платформы, обеспечивающих минимальную
глобальную ледовую нагрузку 74
3.3. Оценка размеров нагромождений перед широкими сооружениями конической формы при их взаимодействии с ровным льдом 76
3. 4. Определение глобальной ледовой нагрузки на широкую платформу с наклонной стенкой, ориентированную диагональю к направлению дрейфа льда 79
3. 5. Взаимодействие с однолетними торосистыми образованиями 81
3. 5. 1. Существующие схемы определения глобальных ледовых нагрузок на инженерные сооружения при взаимодействии их с однолетними торосистыми образованиями 81
3.5. 2. Модифицированная расчетная схема определения ледовых нагрузок от тороса с
использованием разработанного метода для случая ровного льда 86
4. Расчетно-экспериментальньш метод определения глобальных ледовых нагрузок на инженерные сооружения на основе результатов модельных исследований в ледовом опытовом бассейне. сопоставление разработанных методов 90
4.1. Экспериментальные исследования в ледовом опытовом бассейне процессов взаимодействия моделей инженерных сооружений с ледовыми образованиями 90
4.1. 1. Принципы и критерии моделирования 90
4. 1. 2. Модели и экспериментальное оборудование 93
4.2. Расчетно-экспериментальный метод определения глобальной ледовой нагрузки на инженерное сооружение 94
4.2. 1. Построение регрессионной модели 95
4. 2. 2. Оценка качества регрессионной модели 98
4.3. Сопоставление разработанных методов прогнозирования глобальной ледовой нагрузки на инженерное сооружение 102
Заключение 107
Список использованных источников
- Историческое развитие вопроса определения ледовых нагрузок на инженерные сооружения
- Сила проталкивания ледового поля между надводным и подводным нагромождениями
- Выбор оптимальных геометрических параметров широких платформ с наклонной стенкой
- Определение глобальной ледовой нагрузки на широкую платформу с наклонной стенкой, ориентированную диагональю к направлению дрейфа льда
Историческое развитие вопроса определения ледовых нагрузок на инженерные сооружения
Прежде чем приступить к разработке новых методов прогнозирования ледовых нагрузок на морские ледостоикие инженерные сооружения представляется целесообразным проанализировать отечественный и зарубежный опыт, накопленный в этой области. На протяжении долгих лет оценки уровней ледовых нагрузок выполнялись для опор мостов и различного рода гидротехнических сооружений, эксплуатируемых в замерзающих акваториях /15, 17, 20/. Как правило, это были вертикальные или наклонные сваи с относительно небольшими поперечными размерами. Но уже для них ледовые нагрузки иногда оказывались сопоставимыми или даже превышающими волновые нагрузки или нагрузки, обусловленные течением. В 60-е годы началось освоение нефтеносных районов Северной Америки на Аляске и море Бофорта. В заливе Кука, Аляска, было установлено несколько платформ для круглогодичной добычи нефти, что повысило интерес к проблеме оценки уровня ледовых нагрузок и стимулировало проведение интенсивных исследований в этой области. К 1992 году в арктических регионах было пробурено уже более 100 скважин с размещенных там платформ. Совместными усилиями специалистов Канады и Соединенных Штатов при поддержке правительств и нефтяных компаний в период с 1970 по 1986 год был значительно повышен уровень знаний в ледоведении и ледотехнике. Проблемам оценки уровня ледовых нагрузок на ледостоикие сооружений посвящены работы таких зарубежных ученых, как К. Кеннеди, П. Края, К. Кроасдейла, М. Лау, М. Мяаттанена, Р. МакКенна Д. Невела, В. Рал стона, К. Риски, Ф. Уильямса, Р. Фредеркинга, Т. Сандерсона, Д. Спенсера, Г. Тимко и др. Работы по промышленному освоению шельфовых зон арктических морей и острова Сахалин побудили повышенный интерес отечественных специалистов к проблеме ледовых нагрузок на инженерные сооружения.
В последние годы исследования в этом направлении стали носить более интенсивный характер чему способствовали работы таких российских ученых, как В.П. Афанасьева, А.Т. Беккера, СП. Бекецкого, С.А. Вершинина, М.Г. Гладкова, Д.А. Мирзоева, П.А. Трускова, К.Н. Шхинека и др. Обзор целого ряда подходов отечественных и зарубежных специалистов к рассматриваемому вопросу приведен в 15, 56/. Анализ методов оценки ледовых нагрузок, используемых до настоящего времени в отечественной и зарубежной практике проектирования ледостойких платформ, позволил разбить их на три категории: аналитические, статистические и методы, основанные на модельном эксперименте. Более подробно каждая из перечисленных групп рассмотрена ниже. 1. 1. 2. Аналитические методы Аналитические методы строятся на математическом описании некоторой схематизированной физической картины взаимодействия инженерного сооружения с ледовым образованием.
Из-за чрезвычайной сложности реально происходящих физических процессов ни одной схематизированной математической модели не удается учесть их целиком. Разнообразие этих процессов обусловило дальнейшее разбиение аналитических методов на группы в зависимости от: типа сооружения; относительной ширины сооружения; типа ледового образования, взаимодействующего с сооружением. Поскольку процесс взаимодействия сооружения со льдом носит ярко выраженный случайный характер, то при разработке аналитического метода может быть применена вероятностная схема расчета /32/. Однако, для построения такой схемы предварительно должно быть выполнено математическое описание схематизированного физического процесса, т.е. должна быть построена некоторая детерминистическая модель. а) б) Рис. 1.1. Схема разрушения ровного льда о а) вертикальную и б) наклонную стенку. Разнообразие типов применяемых ледостойких сооружений и, как следствие, физических процессов, происходящих при взаимодействии инженерных сооружений с дрейфующими ледовыми образованиями, не позволяет выработать единую схему определения ледовых нагрузок, действующих на различные типы сооружений. Предложенная отечественным ученым К.Н. Коржавиным /15/ формула для определения сил давления дрейфующего льда на опоры мостов с вертикальной гранью до настоящего времени используется отечественными и зарубежными специалистами для оценки глобальной ледовой нагрузки на инженерные сооружения с вертикальными стенками и с небольшими вариациями внесена в нормативные документы ВСН, СНиП, API RP 2N и CAN/CSA-S471-92 /4, 24, 31, 34/. При взаимодействии вертикальной стенки с ровным льдом разрушение ледового покрова происходит преимущественно дроблением (рис. 1.1а). Переход от ломки льда дроблением к ломке изгибом позволяет существенно снизить ледовые нагрузки на сооружение (рис. 1.16), что побудило интерес к сооружениям с наклонной образующей, т.е. к таким сооружениям, боковая поверхность которых представляет собой либо плоскую наклонную стенку, либо коническую поверхность. Характерные особенности процессов взаимодействия этих сооружений с ровным льдом, а также подробный анализ наиболее популярных способов определения ледовых нагрузок на них приведены в разделах 1.2 и 1.3. Очевидно, также от относительной ширины сооружения, т.е. отношения ширины конструкции по действующей ватерлинии к толщине льда - DI hr Например, перед относительно узким сооружением скопления обломков льда не происходит, тогда как при взаимодействии льда с широким сооружением неизбежно возникает эффект "бульдозера", когда нагромождение обломков льда как бы толкается перед сооружением.
Кроме того, для широких конструкций характерна неравномерность процессов разрушения по ширине, что подробно исследовано в работах П. Края /16/. Выполненный анализ методов оценки ледовых нагрузок позволил определить предельные значения соотношений D/hj, позволяющие квалифицировать сооружения как "узкие" или как "широкие". Для конических или цилиндрических конструкций эта величина составляет примерно 15, а для сооружений с плоской стенкой (наклонной или вертикальной) - примерно 10. Взаимодействие сооружений с торосистыми образованиями отличается от взаимодействия с ровным льдом - соответственно меняются и аналитические методы определения ледовых нагрузок. Встречающиеся в природе торосистые образования в зависимости от своего возраста подразделяются на однолетние и многолетние. К настоящему времени разработаны подходы к проблеме расчета ледовых нагрузок на конические конструкции от воздействия на них многолетних торосов /51, 62/. При построении расчетной схемы многолетний торос рассматривается как однородное твердое тело. Для случая однолетнего тороса такое упрощенное представление неприемлемо вследствие неоднородности его структуры. Общепринятый подход к определению нагрузок на инженерные сооружения от однолетних торосов подробно изложен в разделе 3.5, посвященному взаимодействию конструкции с торосистыми образованиями.
Сила проталкивания ледового поля между надводным и подводным нагромождениями
Составляющая Н определяется суммой сил, необходимых для проталкивания льда между надводным и подводным нагромождениями (рис. 2.5): где \хг,,\iid -коэффициенты трения обломков льда надводного или подводного нагромождения о надвигающееся поле соответственно; Pup/d - вес надводного или (2.9) (2.10) сила выталкивания со стороны подводного нагромождения, приходящиеся на участок ледового поля перед конструкцией и определяемые по следующим формулам: соответственно; Ъ - высота перехода наклонной грани сооружения в вертикальную; y,yd - пористость надводного и подводного нагромождений соответственно. Определение численных значениях коэффициентов динамического трения обломков льда о верхнюю и нижнюю поверхность ледового покрова \xt и \iid является предметом отдельных исследований, не охваченных рамками данной работы. В качестве рекомендуемых значений этих параметров могут приниматься величины, полученные при измерении коэффициентов трения лед-лед с натурным и модельным льдом.
Для модельного льда, приготовленного в ледовом бассейне ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова, измеренные значения коэффициента \xf лежат в пределах 0.20 - 0.35. Известно, что натурный лед обладает разного рода неровностями, увеличивающими значение коэффициента \xf. Кроме того, наличие снежного покрова также способствует росту коэффициента трения \х{. Данные по натурным измерениям коэффициента динамического трения лед-лед представлены Богородским и Гаврило в 121. Диапазон значений коэффициента \xt для морского натурного льда составляет 0.10-0.45. Сформировавшиеся перед платформой нагромождения обломков льда имеют близкую к треугольнику форму поперечного сечения вертикальной плоскостью. Поэтому их размеры определяются высотой (или глубиной) и углами естественного скоса (рис. 2.5). Вопрос о предельных значениях высоты надводного или глубины подводного нагромождения, а также рекомендуемых значениях углов естественного скоса подробно рассмотрен в разделе 2.3. Ру - сила, необходимая для толкания слоя льда по наклонной поверхности сооружения без учета наличия нагромождения на ней; Р2 - сила, необходимая для проталкивания слоя льда под частью нагромождения, приходящуюся на наклонную поверхность платформы; Составляющая Н1 позволяет удерживать нагромождение на поверхности ледового покрова и сдвигать все нагромождение при наползании ледового поля на наклонную поверхность сооружения.
Для разворота надвигающегося ледового поля с находящимся на нем нагромождением обломков льда на наклонную поверхность сооружения к его кромке должна быть приложена некоторая вертикальная сила, определяемая суммой: где: Ри - вес части надводного нагромождения, лежащей на поверхности ледового поля перед сооружением; Pd - выталкивающая сила, действующая на ледовое поле со стороны подводного нагромождения; Psh - сила, необходимая для преодоления сцепления обломков льда в нагромождении при сдвиге его вдоль вертикальной плоскости (рис. 2.7). Рис. 2.7. Схема определения составляющей, необходимой для разворота ледового поля на наклонную поверхность. Первые два слагаемых определяются геометрическими параметрами нагромождений и их пористостью. Они легко могут быть найдены по следующим формулам: Вертикальная сила, необходимая для сдвига одной части нагромождения относительно другой вдоль указанной на рис. 2.7 плоскости сдвига определяется в соответствии с теорией статики сыпучей среды по формуле: с - коэффициент сцепления обломков льда, у - угол внутреннего трения, a -нормальное напряжение, которое в случае весомой сыпучей среды определяется формулой /22/: Здесь /(ці) - некоторая функция угла внутреннего трения нагромождения, не превышающая единицу. Полагая f(\\j)=l, что позволяет существенно упростить формулы для расчета составляющей Psh и может привести к незначительной переоценке ее значения, получаем: Используя соотношение между вертикальной и горизонтальной силами, полученное для составляющей ломки ледового поля, можно записать окончательное выражение для нахождения горизонтальной силы Нх: где є определяется по формуле (2.4). Из формулы (2.18) видно, что значение составляющей глобальной ледовой нагрузки Н1 определяется не только геометрическими размерами нагромождений, но и их физико-механическими свойствами как сыпучей среды, упомянутыми выше: коэффициентом сцепления с и углом внутреннего трения \\J .
Проблеме определения значений этих параметров как для модельного, так и для натурного льда посвящены исследования целого ряда ученых /42, 55, 61/. Обзор накопленных экспериментальных данных по определению коэффициента сцепления и угла внутреннего трения нагромождений обломков льда представлен Чао в работе /35/. На основании полученных экспериментальных данных проведены исследования зависимости этих параметров от толщины льда, его прочности льда на изгиб, пористости нагромождения и скорости сдвига, которые показали, что наибольшее влияние на коэффициент сцепления оказывают толщина блоков льда и прочность его на изгиб, в то время как значение угла внутреннего трения в значительной степени определяется величиной пористости нагромождений. Для расчета параметров нагромождений в работе предложены достаточно простые регрессионные формулы. Для натурного льда измеренные значения коэффициента сцепления ледяных обломков в нагромождении лежат в диапазоне 0.0-45.0 кПа, угла внутреннего
Выбор оптимальных геометрических параметров широких платформ с наклонной стенкой
Выполненные расчеты по разработанному теоретическому методу позволили оценить вклад каждой составляющей в суммарную ледовую нагрузку. Эти оценки показали, что при наличии развитого нагромождения обломков льда перед сооружением наибольший вклад в суммарную нагрузку вносят составляющие И1 и Нг - до 35% каждая, максимальное участие в суммарной нагрузке составляющей Н оценивается 10%. Вклад составляющей Ht, характеризующей величину силы, необходимой для разворота блоков льда при переходе наклонной поверхности в вертикальную, существенно зависит от того, где (на какой высоте) выбран этот переход, поскольку значение силы Ht определяется высотой нагромождения над этим переходом. Поэтому значение этой составляющей суммарной нагрузки может быть снижено до нуля, когда все нагромождение обломков льда находится ниже точки перехода наклонной грани сооружения в вертикальную, и достигать 25-30%), когда этот переход выбран достаточно низко под нагромождением. Вклад силы ломки ледового покрова Нь в суммарную нагрузку меняется в зависимости от угла наклона боковой грани платформы от 5% до 20-25% при углах наклона 70 и выше. Для иллюстрации сказанного можно привести пример расчетных зависимостей составляющих глобальной ледовой нагрузки от толщины льда и геометрических параметров сооружения (угла наклона грани а и высоты свободного борта Ъ), выполненных для некоторого базового варианта платформы и базовых ледовых условий. При вариации одного из параметров расчета в пределах, указанных в табл. 3.2, остальные параметры принимались в соответствии со значениями базового варианта, также приведенными в этой таблице. Анализ приведенных на рис. 3.5 и 3.6 графиков показывает, что в случае увеличения значений угла наклона грани или ее высоты различные составляющие глобальной ледовой нагрузки ведут себя по-разному.
Так, с ростом угла наклона заметно увеличивается сила ломки ледового поля Нь, составляющие Нг и Н1 растут сначала незначительно, затем при углах наклона более 55 их рост становится интенсивнее. В то же время значение составляющей Н , связанной с проталкиванием надвигающегося поля под нагромождением, практически не меняется; сила, необходимая для разворота блоков льда при переходе с наклонной поверхности в вертикальную Ht, заметно падает. Что касается параметра высоты наклонной грани Ъ, то при его увеличении можно отметить относительное постоянство всех составляющих, за исключением Нг и Ht; при этом составляющая Нг растет, а составляющая Н, падает. Наличие двух или более факторов, действующих в противоположном направлении при изменении какого-то параметра, в данном случае - различное поведение составляющих при изменении угла наклона грани и ее высоты, позволяет ставить вопрос о возможности оптимизации этих геометрических параметров сооружения с точки зрения обеспечения минимального значения глобальной ледовой нагрузки. Из рис. 3.5 видно, что оптимальное значение угла наклона грани для рассматриваемого базового варианта платформы и базовых ледовых условий лежит в пределах 53-55. Минимального значения глобальной ледовой нагрузки при изменении высоты наклона грани в заданном диапазоне не получено (рис. 3.6), что связано с выбором в качестве базового значения угла наклона грани 60.
Как видно из рис. 3.6, при таком угле наклона вклад составляющей Ht небольшой - примерно 9%, а составляющей Нг - около 32%. Можно ожидать, что при значениях углов наклона граней в диапазоне 40-50, когда разница вкладов этих составляющих не столь значительна и меняется в диапазоне от -5% до 9% (знак "минус" здесь означает, что значение составляющей Ht превышает значение составляющей Нг), будет существовать оптимальное значение высоты наклонной грани. Проведение такого анализа для конкретного проекта платформы и заданных ледовых условий позволит выработать рекомендации по выбору оптимальных геометрических параметров сооружения - угла наклона грани и ее высоты - с точки зрения минимизации глобальной ледовой нагрузки. Следует подчеркнуть, что в целом задача оптимизации формы сооружения должна решаться с учетом многих факторов - уровня волновых и сейсмических нагрузок на платформу, размещения на ней бурового оборудования, возможности технического обслуживания и, наконец, из экономических соображений. Приведенный выше пример выбора оптимальных геометрических параметров платформы целесообразно использовать в случаях, когда уровни прогнозируемых ледовых нагрузок на платформу превышают или сопоставимы с уровнем ожидаемых нагрузок другого типа.
Определение глобальной ледовой нагрузки на широкую платформу с наклонной стенкой, ориентированную диагональю к направлению дрейфа льда
При диагональной ориентации платформы к направлению дрейфа льда (рис. 1.6) изменение значения глобальной ледовой нагрузки по сравнению со случаем ее фронтального положения обусловлено тремя основными факторами: изменение сценария взаимодействия; изменение ширины сооружения по действующей ватерлинии; изменение эффективного угла наклона граней не изменился. При этом существенным является изменение коэффициента сноса нагромождения vd - почти все уходящее под воду нагромождение сносится в канал за платформой. Для оценки возможности применения разработанной схемы выполнено сопоставление данных экспериментальных исследований модели МЛ СП "Приразломная" в ледовом опытовом бассейне и результатов расчетов глобальной ледовой нагрузки. Геометрические параметры модели приведены в главе 4, раздел 4.1.2 (I вариант). Результаты сопоставления представлены в табл. 3.3. Сопоставление результатов (табл. 3.3) показывает, что расчетные оценки несколько завышены, что обусловлено некоторым отличием реальной физической картины процесса взаимодействия от схематизированной, использованной в расчетном методе.
В частности, высота нагромождения обломков льда не постоянна вдоль граней платформы, а постепенно убывает по мере продвижения нагромождения от передней точки платформы к каналу за ней. Сравнение ледовой нагрузки, действующей на одну и ту же платформу квадратной в плане формы, показало снижение этого значения в случае диагональной ориентации сооружения (по отношению к фронтальной) при одних и тех же ледовых условиях. Этот вывод может быть сделан как на основе экспериментальных исследований, так и теоретических расчетов. Из этого вытекает, что увеличение ширины конструкции по действующей ватерлинии в л/2 раза меньше сказывается на значении глобальной ледовой нагрузки, чем снижение эффективного угла наклона граней, определяемого по формуле: ДЛЯ модели "Приразломная" (I вариант) эффективный угол наклона грани снизился с 58 до 47. Аналогичным образом расчет может быть выполнен для случаев ориентации платформы к направлению дрейфа льда под произвольным углом в предположении, что справедлива заложенная в расчетный метод схематизированная картина взаимодействия. Однако, существует ряд факторов, обусловливающих качественный скачок в процессе взаимодействия при повороте платформы на некоторый угол к направлению дрейфа льда и делающих невозможным применение разработанной расчетной схемы. Один из таких факторов, исследованных в ледовом опытовом бассейне, - коэффициент трения льда об обшивку конструкции [xs.
В этом случае оценка глобальной ледовой нагрузки может быть произведена на базе результатов модельных исследований в ледовом опытовом бассейне, о которых речь пойдет в главе 4. Рис. 3.9. Схематическое представление однолетнего тороса. В настоящем разделе рассматриваются два типа наиболее распространенных однолетних торосистых образований: равномерно всторошенные поля, размеры которых значительно превышают размеры платформы, и одиночные гряды торосов. Традиционно такие образования схематически представляются состоящими из трех частей: консолидированной части, киля и паруса (рис. 3.9). При этом обычно полагается, что киль и парус тороса имеют либо треугольную, либо трапецеидальную форму сечения. Следует отметить, что определение геометрических и прочностных параметров торосистых образований, закладываемых в расчет, не входит в рамки настоящей работы. Эти величины полагаются равными некоторым заданным значениям. В отечественной практике проектирования ледостойких инженерных сооружений увеличение глобальной ледовой нагрузки при взаимодействии их с торосами учитывается введением некоторых коэффициентов, на которые умножается нагрузка, полученная для случая взаимодействия с ровным льдом. Заложенные в действующие отечественные нормативные документы СНиП и ВСН /4, 24/ коэффициенты влияния торосистости принимают значения 1.5 или 2.0 в зависимости от ледовой обстановки в рассматриваемом регионе. Эти величины имеют статистический характер и в достаточной степени не обоснованны, т.к. не учитывают форму и геометрические параметры конкретных торосистых образований и могут приводить как к значительной недооценке, так и переоценке уровня ледовых нагрузок. Используемые в зарубежной практике расчетные схемы для оценки воздействия на сооружение от торосистых образований базируются на приведенном выше упрощенном представлении тороса. Суммарная ледовая нагрузка при этом состоит из: горизонтальной силы, действующей на сооружение со стороны паруса тороса; силы от консолидированного слоя тороса; силы от киля тороса.
Предполагается, что эти три силы не зависимы друг от друга, и глобальная ледовая нагрузка может быть определена простым суммированием: Нагрузкой от паруса тороса, как правило, пренебрегают ввиду его незначительности, а силы, обусловленные взаимодействием с консолидированной частью, определяются по схемам взаимодействия с ровным льдом толщиной, равной средней по ширине сооружения толщине консолидированного слоя.
