авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 15 |
-- [ Страница 1 ] --

XL Неделя науки СПбГПУ : материалы международной научно-практической

конференции. Ч. I. – СПб. : Изд-во Политехн. ун-та, 2011. – 430 с.

В сборнике публикуются материалы докладов

студентов, аспирантов, молодых

ученых и сотрудников Политехнического университета, вузов Санкт-Петербурга,

России, СНГ, а также учреждений РАН, представленные на научно-практическую

конференцию, проводимую в рамках ежегодной XL Недели науки Санкт-

Петербургского государственного политехнического университета. Доклады отражают современный уровень научно-исследовательской работы участников конференции в области фундаментальных, технических, экономических, социальных и гуманитарных наук.

Представляет интерес для специалистов в различных областях знаний, учащихся и работников системы высшего образования и Российской академии наук.

Печатается по решению редакционно-издательского совета Санкт-Петербургского государственного политехнического университета.

Редакционная коллегия инженерно-строительного факультета:

Н.И. Ватин (и.о. декана факультета), Н.Д. Беляев (отв. ред.), Н.П. Лавров, И.Г. Кудряшева, М.В. Романов, М.Г. Кретов, М.В. Петроченко, В.В. Терлеев, С.В. Беляева, М.Ю. Кононова, Б.Е. Мельников, Е.Г. Сёмин © Санкт-Петербургский государственный политехнический университет, ИНЖЕНЕРНО-СТРОИТЕЛЬНЫЙ ФАКУЛЬТЕТ СЕКЦИЯ «МОРСКОЕ И ВОДНОТРАНСПОРТНОЕ СТРОИТЕЛЬСТВО»

УДК Д.А.Шарапов (асп., каф. ГТС), К.Н.Шхинек д.ф.-м.н., проф.

АНАЛИЗ РЕКОМЕНДАЦИЙ ПО ОЦЕНКЕ ЛЕДОВОЙ НАГРУЗКИ ПРИ ВМЕРЗАНИИ СООРУЖЕНИЙ Расчет на ледовые нагрузки является одним из основополагающих при проектировании шельфовых сооружений в районах с арктическими климатическими условиями, однако, оценки специалистов могут существенно различаться, в связи с возможностью по-разному рассматривать вопросы, мало, или совсем не раскрытые в нормативных документах. В данном анализе рассматривается классический случай горизонтального воздействия льда на вертикальную цилиндрическую опору.

Одной из возможных причин увеличения ледовой нагрузки является вмерзание сооружения в лд. Вмерзание возможно при постоянном уровне воды без значительных приливов и отливов. В этом случае вокруг сооружения формируется «Ледовый воротник».

Проблема вмерзания недостаточно отражена в нормах, и большинство норм только указывает на необходимость учета явления при расчете сооружений. Так из норм [1-5], только [3, 5] содержат некоторую информацию о нагрузках при вмерзании сооружений в лд.





ИСО 199062 содержит подробные рекомендации по вычислению толщины ровного ледового покрова при известном значении градусо-морозо-дней МГД. Нагрузки от вмерзания упоминаются как необходимые к рассмотрению, но не датся методика для расчета нагрузок.

Ведомственные нормы (ВСН–41.88) содержат данные относительно значения коэффициента при смерзании опоры с окружающим льдом. Приведенные коэффициенты вызывают сомнение – физика подсказывает, что по мере увеличения диаметра сооружения, относительное влияние воротников должно уменьшаться.

В основных положениях СНиП 2.06.04-82 есть рекомендация по определению расчетной толщины льда на контакте с сооружением hd: «В зимний период в случае смерзания сооружения с ледяным полем за трое суток и более до момента наибольшего воздействия льда на сооружение расчетная толщина льда на границе сооружение – лед принимается по данным натурных наблюдений, а при их отсутствии допускается толщину примерзшего к сооружению льда считать равной 1,5hd». «В случае внезапной подвижки смерзшегося с опорой ледяного поля, для опоры с передней гранью в виде треугольника и прямоугольника принимается коэффициент, увеличивающий нагрузку, m = 1, для опор с передней гранью в виде многогранника или полуциркульного очертания m = 1,26» Между тем при отсутствии смерзания для опор с передней гранью в виде многогранника или полуциркульного очертания, коэффициент формы опоры в плане принимается m = 0,83.

Таким образом, полное увеличение нагрузки, оцениваемое по формуле №122 СНиП, составит около 1,6-1,9. Очевидно, что единый коэффициент не может быть принят для всех сооружений. Кроме того, рекомендации СНиП не учитывают времени вмерзания, окружающую температуру, размеры и тепловые характеристики опоры.

Соотношение зависимостей приведенных в ВСН–41.88, СНиП 2.06.04-82, а также полученных в работах [9, 10] приведено на рис. 1. На рисунке видно, что результаты приведенные в нормах (СНиП 2.04-06 87* и ВСН-41-88) несколько отличаются как между собой так и от полученных в работах [9, 10]. Большие различия наблюдаются при рассмотрении сооружений малых диаметров. Имеется и принципиальное различие с ВСН– 41.88. Расчеты [9, 10] показали, что абсолютный размер протяженности воротников слабо зависит от размеров сооружения и главным образом обусловлен теплопроводящими свойствами стенки опоры. В то же время, относительный размер зоны повышенной прочности (по отношению с диаметру сооружения) уменьшается с ростом диаметра.

Поэтому относительное влияние вмерзания сооружения (по сравнению со режимом прорезания льда) должно уменьшаться с ростом размера сооружения.

Рис. 1. Зависимость относительной нагрузки на опору FВВ/Fд от D/hльда в соответствии с [9, 10] и для рекомендаций, приведенных в СНиП 2.06.04-82 и ВСН–41. В результате анализа показано, что рекомендации, представленные в нормах, не позволяют однозначно оценить горизонтальную ледовую нагрузку при вмерзании цилиндрического сооружения в лд. В каждом конкретном случае необходимо детальное рассмотрение для оценки возможной ледовой нагрузки.



ЛИТЕРАТУРА:

1. API RP-2N. Second Edition, August 14, 1995.

2. ISO 19906, Petroleum and natural gas industries – Arctic offshore structures, 2010.

3. ВСН–41.88. Проектирование ледостойких стационарных платформ. Российский морской регистр, Москва, 1988.

4. СНиП 2.06.04-82* Нагрузки и воздействия на гидротехнические сооружения (волновые, ледовые, от судов). Госстрой СССР, Москва 1989.

5. Программа FEMLAB в лаборатории Университетского центра на Свальбарде.

6. Жиленков А.Г. Программа для расчета взаимодействия опор с ледовым полем.

7. Жиленков А.Г. Программа для расчета взаимодействия ледяного образования с вертикальной стенкой.

8. Шарапов Д.А., Шхинек К.Н. Ice loads on freeze-in structures. Труды 10-ой Международной выставки и конференции «RAO/CIS Offshore 2011», СПб 9. Шарапов Д.А., Шхинек К.Н. Ледовые нагрузки на вмрзшие сооружения. Научные труды лауреатов Всероссийского конкурса НИР студентов и аспирантов в области наук о Земле в рамках Всероссийского Фестиваля науки, Издательство ТПУ, УДК 624. A.Pogorelova1,2, Knut Hyland, Dr., Prof.1, 1 – University Centre on Svalbard (UNIS), Norway 2 – St. Petersburg State Polytechnic University, Russia 3 – Norwegian University of Science and Technology, Norway UNIAXIAL COMPRESSION OF SEA ICE. LABORATORY EXPERIMENT Knowledge of the mechanical properties of sea ice provides a basis for estimating design ice loads on offshore structures. Comprehensive research on mechanical properties on pure fresh water ice has been done in laboratory, and especially creep is well understood (T.J.O. Sanderson 1988). Brine modifies sea ice properties, so it is necessary to do some proper corrections to obtain the right results.

The uniaxial compression tests were done in the cold lab at UNIS during the period 24 th-28nd of October 2011. We worked with cylindrical ice cores from Van Keulenfjorden, Svalbard. The samples were collected by drilling the cores out the 22nd of April 2011. These were brought back to the lab and stored at -20°C.

We did series of uniaxial compression tests using a machine called Knekkis: 4 experiments with compile plates, 4 experiments without them. The cylindrical specimens were prepared from the 70 mm core by cutting the end with a band saw to a total length of 175 mm.

The main results from the uniaxial compression tests you can see in Table 1.

We observed 2 types of failure mode: brittle and ductile.

Table Total porosity Max load, kN Temperature, Failure mode # (Fmax), 10- Salinity, ppt Orientation Max stress, Depth, cm Velocity, Compile mm/min Mass, g Strain plates kPa C 1 H 45 597,7 0,0514 -17,0 3,56 10,5 No Very 2675,81 5, 10, brittle 2 H 50 603,0 0,0444 -16,6 3,89 1,05 No Ductile 9,77 2541,95 7, 3 H 15 563,0 0,1043 -17,3 3,10 10,5 No Very 4612,32 8, 17, brittle 4 H 45 610,0 0,0304 -16,9 3,31 1,05 No Ductile 9,70 2522,92 6, 5 H 50 610,0 0,0269 -16,1 2,54 10,5 Yes Brittle 23,47 6101,75 15, 6 H 45 600,0 0,0523 -15,0 4,28 1,05 Yes Ductile 8,35 2173,33 15, 7 H 10 597,0 0,0482 -16,3 2,64 10,5 Yes Ductile 29,44 7653,71 15, 8 H 15 559,0 0,1110 -16,4 3,07 1,05 Yes Ductile 12,5 3252,15 11, Influence of strain rate. The bigger strain rate is the higher stress on ice, Fig. 1.

Fig. Influence of compile plate. We did series of uniaxial compression tests using a machine called Knekkis: 4 experiments with compile plates, 4 experiments without them.

In Fig. 2 you can see, the stress on sample 5 with compile plate is the higher in 2.3 times in case of brittle failure. The stress on sample 8 with compile plate is the higher in 1.3 times in case of ductile failure (Fig. 3).

In case when we did uniaxial compression tests using compile plates, ice accepted the higher value of stress.

Fig. Fig. We have investigated the properties of ice and compared different samples of different parameters. The samples were either water ice from Van Keulenfjorden. Salinity and temperatures of each sample was measured after tests.

УДК 624. A.Pustogvar1,2, Knut Hyland, Dr., Prof.1, 1 – University Centre on Svalbard (UNIS), Norway 2 – St. Petersburg State Polytechnic University, Russia 3 – Norwegian University of Science and Technology, Norway TDS ANALYSIS OF SEA ICE The report describes measurements of temperature, density and salinity conditions on a ridge in the Barents Sea and on level ice in van Keulenfjorden, Spitsbergen.

Ice temperatures and ice properties like salinity and density were measured, and used to calculate the porosity as well as the air and brine inclusions of the ice. During this work 292 salinity measurements, 288 temperature and 182 density measurements were done on 26 cores on level ice and 3 cores on the ridge.

Temperature, density and salinity are factors that have strong influence on the compression strength of sea ice. Compression strength of sea ice in its turn is one of the determining factors for calculation of the loads on offshore structures induced by ice.

Bulk salinity. The results occurred in a good correlation with the theory. The bulk salinity ranges from 3,704 ppt to 6,163 ppt for the ridge, and from 4,143 ppt to 5,760 ppt for the level ice.

Salinity distribution. The curves for salinity distribution for level ice correspond to the C-form (Fig. 1) what is mentioned in the theory [2]. But on the top of every sample the values of salinity are low. The reason of this is a quite high air temperature and the beginning of the melting period.

Drainage of brine has taken place.

The curves of salinity distribution for the ridge differ from each other. All of them have low salinity on the top because of melting. Then there is a scatter of the values. The change of high and low salinity corresponds to different parts of the keel ridge: ice blocks or slush.

Fig. 1. Salinity distribution for level ice tests Fig. 2. Temperature distribution for level ice tests Temperature distribution. The plots for level ice show a normal temperature distribution, it has an increasing shape. Higher values on the top can be related to a rapid increasing of air temperature at the day when the measurements were proceeding. The temperature changes from the low values on the top to -1,8C at the bottom (Fig. 2).

Density distribution. The calculated values of the density cannot be relied on. During the measurements there was wind that could have an influence on the values of the weight of the samples which could result in wrong values for density.

Density is a significant physical property of sea ice. It can be used for the calculation of porosity, brine and air fraction in the sea ice that in their turn influence on the strength of the sea ice.

In the general case the average density decreases when the age of the sheet increases. Average density for newly formed ice is about 0,945g/cm3.

Porosity, air and brine fraction. The values for the brine-fractions seem to be reasonable and are ranging from 7,8 to 12,2% for the ridge, from 9,2 to 12% for level ice. The results for the air fraction seem to be less reasonable. The most likely mistake made under the experiments, is that the density was miscalculated because the volume or weight were difficult to establish with the equipment that was being used and the weather conditions.

REFERENCES 1. Weeks W.F. On Sea Ice. 2009, Alaska.

2. Kovacs Austin. Sea Ice. Part I. Bulk Salinity Versus Ice Floe Thickness, УДК Д.А.Шарапов (асп., каф. ГТС), К.Н.Шхинек д.ф.-м.н., проф.

ВМЕРЗАНИЕ В ЛЁД И ЛЕДОВЫЕ НАГРУЗКИ При проектировании шельфовых сооружений в районах с арктическими климатическими условиями особое внимание уделяется определению ледовых нагрузок, как одних из основополагающих. Данный вопрос слабо отражен в нормативных документах и соответственно представляет интерес для рассмотрения. В данной работе рассматривается один из основных случаев горизонтального воздействия льда на вертикальную цилиндрическую опору.

Одной из возможных причин увеличения ледовой нагрузки является вмерзание сооружения в лд. Вмерзание возможно при постоянном уровне воды без значительных приливов и отливов. В этом случае вокруг сооружения формируется «Ледовый воротник».

Проблема вмерзания недостаточно отражена в нормах.

Максимальные ледовые нагрузки действуют на сооружения, вмерзшие в лед. Это вызвано двумя причинами:

1. Движущийся лд, на нагрузки от которого рассчитываются, обычно, сооружения, действует только на фронтальную часть опорного блока сооружений. В то же время на тыльную часть вмерзшего в лед сооружения дополнительно действуют тянущие силы, что увеличивает общую нагрузку (рис. 1).

2. При вмерзании в лд сооружения на его поверхности, вследствие разницы в теплопроводности стали и льда, толщина льда больше, чем вдали от сооружения. Эти наросты «воротники» увеличивают площадь контакта сооружения со льдом и, соответственно, нагрузки (рис. 1).

В работе рассматривались цилиндрические сооружения. Для определения влияния вмерзания на нагрузку потребовалось рассмотреть три задачи:

1. Оценки размеров «воротников» в зависимости от температурного режима в воздухе и внутри сооружения (термодинамическая задача).

2. Влияние воротников на нагрузку при рассмотрении взаимодействия лд/сооружение в вертикальной плоскости (задача механики твердого тела).

3. Комплексная оценка влияния воротников (задача механики твердого тела).

Рис. 1. Наличие тянущих и толкающих усилий на опору в случаях прорезания через лд и нет, а также иллюстрация явления «ледовый воротник»

Для решения проблем использовались три различные численные конечно-элементные и конечно-разностные программы. В результате работы получены зависимости, представленные на рис. 2.

Рис. 2. Зависимость нагрузок, сопровождающих вмерзание в лед (отношение нагрузки при наличии ледового воротника – Fвв и нагрузки при вмерзании без ледового воротника – FВ к нагрузке при прорезании опоры через лд – Fд) от соотношения D/hльда (сталь 6 см) В результате проведенных исследований показано, что:

1. При вмерзании сооружения в ледяное поле образуются ледовые воротники. Размеры и форма воротников существенно зависят от МГД и толщины стенки сооружения.

Результаты расчетов размеров воротников удовлетворительно согласуются с наблюдениями в модельных опытах.

2. При последующих подвижках ледяного поля наличие воротника может заметно увеличить нагрузку как по сравнению с нагрузкой на не вмрзшее в лд движущее поле (на 170-250%) так и на вмерзшее сооружение без воротника (на 12-50%).

3. Степень изменения нагрузки при вмерзании сооружения в лд существенно зависит от отношения диаметра сооружения к толщине льда, – чем шире сооружение, тем меньше воротники влияют на действующие на него нагрузки. Этот результат существенно отличается от приводимых в СНиП 2.04-06 87* и ВСН-41-88.

УДК Г.В.Бочаров (4 курс, каф. ГТС), К.Н.Шхинек, д.ф.-м.н., проф.

МЕТОДЫ ЗАЩИТЫ ШЕЛЬФОВЫХ СООРУЖЕНИЙ ОТ АЙСБЕРГОВ Айсберг представляет собой массив льда, отколовшийся от материкового или шельфового ледника. Они создают колоссальные неудобства для деятельности человека в морях и океанах. Достигая судоходных путей, айсберги представляют серьезную опасность для судов и вынуждают береговые службы постоянно следить за их дрейфом. Также айсберги угрожают безопасности морских и океанических сооружений.

По форме айсберги подразделяют на следующие виды: разрушающийся, наклонный, столообразный, пирамидальный, куполообразный и обломок. По размерам: гроулеры (высота 1 м, длина 5 м), обломки (высота 1-5 м, длина 5-15 м), малые (высота 5-15 м, длина 15-60 м), средние (высота 15-45 м, длина 60-120 м), большие (высота 45-75 м, длина 120-200 м), очень большие (высота 75 м, длина 200 м). Применительно к российскому шельфу, проектом, при реализации которого выработка мероприятий по борьбе с айсберговой опасностью наиболее актуальна, является освоение Штокмановского газоконденсатного месторождения (ШКГМ) в Баренцевом море. В период 2003-2010 гг. ААНИИ [1] была проведена оценка морфометрических характеристик айсбергов Баренцева моря и уточнена оценка вероятности столкновения айсберга с добывающей платформой. В ходе исследования было обнаружено 2535 айсбергов. Были измерены такие характеристики, как: длина, ширина, высота и осадка.

Также была оценена вероятность столкновения айсберга с добывающей платформой.

Расчеты показали, что такое происшествие возможно один раз в 81-105 лет. Вероятность столкновения с крупным айсбергом, по оценкам специалистов ААНИИ, составляет величину порядка 1/400-1/500 раз в год. В области статистического анализа геометрических характеристик айсбергов некоторых успехов добилась группа исследователей из Национального Исследовательского Совета Канады [2]. Анализ показал, что геометрические характеристики могут с достаточной точностью быть описаны с помощью длины ватерлинии айсберга. Формулы D = 2,91L0.71 и D = 0,7L (где D – осадка, L – длина ватерлинии) сильно коррелировали с данными наблюдений. Также в ходе исследования были установлены серии зависимостей, позволявших с относительно высокой точностью моделировать подводную часть айсберга (слоями по 10 м толщиной).

Морской лед представляет собой конгломерат кристаллов чистого пресного льда и включений рассола (соленостью более 50‰), заполняющего полости и капилляры.

Многолетний лед, из которого состоят айсберги, имеет соленость от 1 до 0,01‰ и может считаться пресным. Механические свойства льда зависят от его структуры, пористости, солености и температуры. Плотность пресного льда, при температуре 0С равна 0,918 г/см3.

При льдообразовании плотность уменьшается примерно на 9%. Плотность льда определяет осадку плавучих льдов, которая для пресных льдов составляет около 9/10, а для морских – до 5/6 их толщины.

В исследовании Стивена Д. Джонса из Канадского Института Океанических технологий [3] изучена зависимость величины прочности льда айсберга от температуры.

Результаты исследования основаны на изучении айсберга около Гранд Бэнкс, Ньюфаундленд. Поверхностная температура сильно зависит от сезона, когда были проведены измерения, однако по мере увеличения глубины температура льда падает и при глубине 10 м достигает достаточно постоянного значения. Величина этой температуры колеблется от -7 до -17C и маловероятно, что может опускаться ниже -20C. Температура окружающей среды соответствует температуре замерзания морской воды и равна -2C. При таких параметрах была проведена серия испытаний льда на прочность. Было выяснено, что прочность льда айсберга ниже, чем прочность пресного льда, образованного лабораторным путем или в естественных условиях. При температуре -10C и относительной деформации = 10-3 с-1 прочность морского льда в 1,7 раза ниже прочности пресного льда;

при = 10 +1 с- в 3 раза ниже;

при низкой величине относительной деформации = 10 -6с-1 отсутствует разница в прочности морского и пресного льдов. При одноосном сжатии прочность морского льда по мере понижения температуры возрастает. По мере понижения температуры от -2 до -20C прочность льда возрастает в 1,65 раза – от 5 МПа у поверхности айсберга до 8 МПа на глубине 10-20 м при температуре -20C.

На данный момент не существует эффективного способа защиты от массивных айсбергов. Наиболее эффективным методом борьбы с айсберговой угрозой является постоянный мониторинг их дрейфа и, основанный на статистических исследованиях и эмпирически-установленных зависимостях, прогноз их движения. Практикуется буксировка айсбергов с помощью захвата петлей, установки скоб, набрасывания сети, забуривания или вплавления якоря. Также известны способы разрушения айсбергов с помощью взрывчатых веществ, отклонения айсбергов водяными пушками, резки льда раскаленными проводами, накрытия айсберга водонепроницаемым колпаком с вертолета с последующим плавлениям льда струями горячей воды. Наиболее перспективной представляется модель заякоренных сооружений – обладая податливостью, они способны отклонятся в случае воздействия на них айсберга;

при значительных размерах айсбергов возможна буксировка подобных сооружений.

ЛИТЕРАТУРА:

1. Скутин А.А., Наумов А.К., Кубышкин Н.В. Оценка морфометрических характеристик айсбергов Баренцева моря по натурным данным для моделирования их дрейфа, ГУ «ААНИИ», 2010г.

2. Stephen J. Jones. Comparison of the Strength of Iceberg and Other Freshwater Ice and the Effect of Temperature, Institute for Ocean Technology, February 2006.

3. Barker1 A., Sayed M., Carrieres T. Determination of Iceberg Draft, Mass and Cross-Sectional Areas, International Offshore and Polar Engineering Conference, 2004.

УДК Е.Д.Игнатьева (4 курс, каф. ГТС), А.С.Большев, д.т.н., проф.

СОПОСТАВЛЕНИЕ СТАТИЧЕСКОГО И ДИНАМИЧЕСКОГО РАСЧЁТА НАГРУЗОК ОТ РОВНОГО ЛЬДА НА МОРСКИЕ СООРУЖЕНИЯ КОНУСНОЙ ФОРМЫ В настоящее время, для расчта нагрузок от ровного льда на морские сооружения конусной формы по нормам используют статический метод расчта.

Цель работы – определить принципиальные различия между статическим методом расчта по нормам и динамическим методом расчта, с помощью программного комплекса, созданного в СПбГПУ.

Статический расчт ледовых нагрузок может производиться по многим методикам.

Наиболее известной является методика, рекомендованная Международными нормами ISO 19906. В данной работе выполнен расчт по нормам ISO 19906 для плавучего сооружения платформенного типа с конусной вставкой. Вид корпуса рассматриваемой плавучей заякоренной платформы представлен на рис. 1.

Рис. 1. Общий вид (вид сбоку) корпуса плавучей заякоренной платформы С помощью этого метода используется модель, основным допущением в которой является то, что сооружение рассматривается, как условно неподвижное, а за расчетную нагрузку принимается максимальное значение, возникающее в момент наибольшего изгиба льдины и возникновения трещины. Ледовая нагрузка при этом считается условно постоянной. В результате взаимодействия льда с заякоренным сооружением возникает опасность обрыва якорных связей или местных повреждений обшивки ледового пояса. Для стационарных морских сооружений – возникает опасность опрокидывания сооружения, сдвига сооружения по грунту, а также местных повреждений корпуса.

Глобальная горизонтальная Fxc и вертикальная Fzc составляющие нагрузки от ровного льда на вертикальные платформы с расширяющимися вниз коническими вставками определяют по формулам [1]:

Fxc KV A1 f h2 A2 (wat i ) ghD2 A3 (wat i ) gp1hr ( D2 Db2 ) A4 ;

Fzc KV B1Fxc B2 (wat i ) gp1hr D2 Db, где f – прочность льда на изгиб;

D – диаметр конуса на уровне ватерлинии;

Db – диаметр конуса на высоте h3 min( hm, hb ) ;

hb – нижняя отметка конической части платформы;

hr h ;

р1 – пористость ледяных обломков на поверхности сооружения (при отсутствии данных можно принимать р1 = 0,6,);

wat – плотность воды;

i – плотность льда;

Kv – коэффициент, зависящий от скорости дрейфа льдов;

А1, А2, А3, А4, В1, В2 – коэффициенты;

hm – максимально возможная высота наползания льда на платформу.

Рис. 2. Зависимость нагрузки от времени при динамическом способе расчта Некоторые расчтные параметры льда: прочность на изгиб – 0,765 МПа, толщина льда h = 1,25 м, скорость дрейфа льда V = 0,6 м/с.

По результатам расчта получены горизонтальные и вертикальные компоненты ледовой нагрузки, а также значение полной нагрузки: Fxc 7,5 МН, Fzc 6,9 МН, Fc 10,2 МН.

В основе динамического метода лежит совместное интегрирование уравнений движения льда и заякоренного сооружения сопровождаемое вычислением контактных сил изменяющихся во времени. Динамический метод реализован в программном комплексе Anchored Structures разработанном на кафедре ГТС СПбГПУ. По результатам расчтов получен график зависимости нагрузки от времени, представленный на рис. 2.

Из анализа временной записи, очевидно, что ледовая нагрузка во времени не постоянна.

При динамическом расчте есть явно выраженные пики нагрузок, но они кратковременные.

Значение пиков нагрузок превышает значение нагрузки, полученное при статическом расчете практически в 2 раза (F = 21,6 МН). Однако средние значения этой ледовой нагрузки меньше 5,0 МН, что в два раза ниже расчетных значений полученных по нормам ISO 19906.

Анализ характера временной зависимости показывает, что нагрузка модулируется двумя временными процессами: относительно низкочастотными колебаниями заякоренного сооружения и высокочастотными пиками определяемыми возникновением ледовых трещин.

Понятно, что статический подход, использованный в нормах ISO 19906, не может учесть развитие подобных процессов. Можно показать, что высокочастотные пики ледовой нагрузки не оказывают на плавучий или стационарный объект существенного влияния ввиду его значительных массовых характеристик и, следовательно, значительной инерционности.

Поэтому основные опасности – обрыв якорных связей, потеря устойчивости, подвижки по грунтовому основанию, локальная потеря прочности материала будут связаны с длительным воздействием льда на корпус сооружения, а значит со средними значениями ледовой нагрузки. На этом основании можно сделать вывод о значительном завышении оценок ледовых нагрузок получаемых по нормам ISO 19906, а значит о завышенной металлоемкости и стоимости проектируемых с его помощью объектов.

ЛИТЕРАТУРА:

1. ISO 19906. Petroleum and natural gas industries – Arctic offshore structures, 2010.

УДК И.И.Котов-Лапоминский, В.В.Чугунова (4 курс, каф. ГТС), К.Н.Шхинек, д.ф.-м.н.

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЛОКАЛЬНЫХ ПАРАМЕТРОВ ДИСКРЕТНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ДЛЯ РАСЧЕТА ВИБРАЦИИ СООРУЖЕНИЯ Эксплуатация шельфовых сооружений в арктических условиях сопряжена с воздействием ледовых полей на конструкции. Работы последних лет, проведенные на кафедре, показали перспективность метода дискретных элементов для изучения процесса взаимодействия льда с сооружением и определения ледовых нагрузок. Использование этого метода требует использования локальных характеристик прочности и деформируемости элементов. К сожалению, многие решения ограничиваются введением этих (микро) характеристик не привязывая их к реальным (глобальным, макро) характеристикам льда.

Однако без такой привязки решения теряют практическое значение.

Нашей целью является определение связи между микро параметрами, характеризующими свойства среды при сжатии, сдвиге, растяжении, разрушении, и макро параметрами. Первые не могут быть определены из физических экспериментов, в то время, как вторые характеризуют среду и определяются из физических экспериментов [1].

Для установления связи микро и макро параметров проведены численные, виртуальные эксперименты. В опытах рассматривается образец из модельной среды, подвергаемый одноосному сжатию (рис. 1). Образец имеет заданные микро параметры. При проведении опыта фиксируются, как это делается обычно при проведении физических экспериментов, макро деформации в образце и действующие усилия до наступления момента разрушения образца (рис. 2). Повторением виртуального эксперимента много раз для различной комбинации исходных данных, удается найти обобщенную связь между микро и макро параметрами.

Рис. 2. Образец после испытаний Рис. 1. Образец до испытаний (образование трещин) В проводимых нами экспериментах варьировались следующие параметры:

Kshear (сдвиговая жесткость контакта) изменялась в пределах от 3106 до 5107 H/м (рис. 3);

Scepl (сцепление) изменялось в пределах 0,5 до 5 кПа (рис. 4);

GNLIM (предельное напряжение на отрыв) изменялось в пределах от 0,2 до 1,4 МПА;

испытания проводились как на сжатие, так и на растяжение: сжатие – рис. 5а, растяжение – рис. 5б.

На всех рисунках приводятся зависимости от данных, соответствующие критической деформации, т.е. в момент разрушения модели.

Strain*100, Global strength, MPa 1, Strength Strain 0, 0 0,5 1 1, Local cohesion, kPa Рис. 3. Зависимости напряжения и прочности Рис. 4. Зависимость напряжения от сдвиговой жесткости контакта и прочности от сцепления Из полученных результатов, как видно на графиках, делаем вывод, что значимым локальным параметром является предельное напряжение на отрыв при испытаниях, как на растяжение, так и на сжатие. Такими параметрами как сдвиговая жесткость контакта и сцепление в ходе испытания нельзя пренебрегать, но они оказывают меньшее влияние на конечный результат.

0, Strain*100, Global strength, MPa 0, Strain*100, Global strength, MPa 2, 0 0,4 0,8 1,2 1, -0, Strength. Strength.

1,5 -0, Strain Strain -0, -0, 0, - -1, 0 0,4 0,8 1,2 1, Local tensile strength. MPa Local tensile strength. MPa Рис. 5а. Зависимости напряжения и прочности от Рис. 5б. Зависимости напряжения и прочности от предельного напряжения на отрыв (сжатие) предельного напряжения на отрыв (растяжение) Согласно ISO 19906 Arctic Offshore Structures искомые глобальные параметры должны находиться в пределах: прочность на сжатие – 0,7-2,5 МПа, на растяжение 0,7-1,2 МПа, на срез – 0,5-1 МПа.

Из анализа полученных результатов следует, что при известных глобальных параметрах среды можно:

1) подобрать, удовлетворяющие им, локальные параметры;

2) определить степень влияния микропараметров на макропараметры. Это позволяет максимально приблизить модель к реальности.

ЛИТЕРАТУРА:

1. Shkhinek K. Ice induced vibration of offshore structures. Presentation on Workshop Vibration of Offshore Structures Oslo, April 2011.

УДК М.А.Кутузов (5 курс, каф. ГТС), А.С.Большев, д.т.н., проф., В.А.Чернецов, ОАО «ЦКБ МТ Рубин»

АНАЛИЗ КОНСТРУКТОРСКИХ РЕШЕНИЙ ПОДВИЖНЫХ ЗАТВОРОВ СУДОПРОПУСКНЫХ СООРУЖЕНИЙ Цель работы – рассмотреть варианты конструкторских решений подвижных затворов судопропускных сооружений и выявить тенденцию применения тех или иных схем в зависимости от условий эксплуатации.

В составе гидротехнических сооружений, таких как, плотины, шлюзы, дамбы, одну из главных ролей играют подвижные затворы. Подвижные затворы служат для регулирования уровня и расхода воды, защиты территорий от наводнений, пропуска судов в составе сооружений образующих водную транспортную сеть.

Выполнение всех этих функций подвижные затворы обеспечивают благодаря возможности находиться в различных положениях, создавая барьер при необходимости или обеспечивая беспрепятственный ток воды и транзитное транспортное судоходство.

Для новаторских решений не существует достаточного простора, поскольку собственники транспортных гидроузлов (как правило, органы государственного управления) не желают столкнуться с какими-либо «проблемами». Риск при использовании новой концепции обычно считается слишком высоким в сравнении с преимуществами. Это показывает, насколько на самом деле важны эти затворы. Также изменения зачастую избегаются с целью стандартизации (на эксплуатационном уровне).

Тип подвижного затвора, как правило, выбирается на основании предыдущего опыта работ проектной организации (при наличии какой-либо общей оценки). Процедура выбора часто представляет собой скорее процедуру обоснования, чем тщательное исследование с целью поиска оптимального решения. Зачастую, различные типы затворов отбрасываются, как не соответствующие. После этого, для оставшихся 5-6 видов решение принимается с учтом достаточных и очевидных причин (слишком дорогой, не приспособлен к переносу отложений, необходимость предотвратить нахождение движущихся частей в воде, слишком сложный, трудности при регулировании, сомнительная эстетическая ценность или трудности в интеграции, ненадежная конструкция, требует большого объема разрешений и т.д.).

Рис. 1. Распределение подвижных затворов по типам Наиболее полный обзор существующих и проектируемых сооружений с подвижными или разборными затворами для защиты от наводнений и регулирования потока водных артерий приведен в отчете международной рабочей группы 26 Всемирной ассоциации по инфраструктуре водного транспорта (PIANC, июнь 2005), [1].

Исходя из анализа данных выполненной автором и построенной на его основе гистограммы (рис. 1), можно определить, что для перекрытия судоходного пролета или пролетов защитного сооружения в большинстве случаев используются затворы трех типов (при обозначении типов использована классификация отчета [1]):

откидные (тип В) (рис. 2);

сегментные затворы (тип E) (рис. 3);

подъемные шлюзные ворота (тип L) (рис. 4).

Вверх по течению Вниз по течению Вниз по течению Рис. 3. Схема секторного Рис. 4. Подъемные шлюзные Рис. 2. Откидной затвор (тип В) затвора (тип Е) ворота (тип L) Выбор типа подвижного затвора является важным этапом в проекте транспортного гидроузла. Зачастую эксплуатационные, финансовые и другие последствия такого выбора имеют больший масштаб, чем изменения при детальном проектировании.

Таким образом, на основании анализа мирового опыта предлагается сузить сектор сопоставления альтернативных вариантов решения указанными выше типами подвижных затворов. Выбор оптимального варианта инженерного решения предлагается производить путем сопоставления предварительных конструкторских проработок с учетом технических условий для рассматриваемого транспортного гидроузла.

ЛИТЕРАТУРА:

1. Отчет международной рабочей группы 26 Всемирной ассоциации по инфраструктуре водного транспорта (PIANC, июнь 2005 г.).

УДК В.К.Минникаев (5 курс, каф. ГТС), Б.В.Балашов, д.т.н., проф.

ВЛИЯНИЕ УСЛОВИЙ ВОЗВЕДЕНИЯ ШПУНТОВЫХ СТЕНОК ГЛУБОКОВОДНЫХ ПРИЧАЛОВ НА ИХ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ В процессе строительства глубоководных причалов при забивке молотом или вибропогружении одной из наиболее значимых проблем является вертикальность шпунтовой стенки. Но вертикальности не всегда удается добиться, что может быть связано с такими причинами:

1. Имеется разнородность состава грунта основания.

2. Длинные шпунтины (более 25 м) обладают значительной гибкостью по всем направлениям.

3. Одноярусные направляющие [1] для погружения шпунта имеют зазоры, способствующие отклонениям шпунта.

В данном случае нас больше интересует шпунтины корытного профиля и их гибкость в продольном направлении, т.е. кручение шпунтины. В процессе погружения в грунт основания один конец находится в замке предыдущей шпунтины, т.е. закреплен, а другой ее конец свободен и под действием вибропогружателя и давления грунта свободный ее коней может отклониться от намеченной траектории в ту или иную сторону. Затем, погружая следующие шпунтины, может произойти то же самое. В результате можно наблюдать эффект, который называется эффектом веерности. Но его не всегда можно обнаружить сразу. Порой его обнаруживаю только после выемки грунта основания. Эта проблема на данный момент очень актуальна при строительстве шпунтовых стенок глубоководных причалов.

Цель работы заключается в разработке модели численного анализа поведения шпунтины при ее погружении с учетом веерности.

Расчетная схема представляется в виде нагруженного гибкого стержня и состоит в определении величины деформации стержня в поперечном направлении по отношению к его оси в отдельные этапы погружения.

В результате предполагается оценить величину деформации стержня от начального до конечного этапа погружения в грунт различной плотности.

ЛИТЕРАТУРА:

1. Пособие по производству и приемке работ при строительстве новых, реконструкции и расширении действующих гидротехнических морских и речных транспортных сооружений.

Пособие к СНиП 3.07.02-87. Москва, 1991 г.

УДК 627. А.Л.Пучков (5 курс, каф. ГТС), Н.Д.Беляев, к.т.н., доц.

ОСНОВНЫЕ ВИДЫ ПОВРЕЖДЕНИЙ ГЛУБОКОВОДНОЙ ДОСТРОЕЧНОЙ НАБЕРЕЖНОЙ ОАО «АДМИРАЛТЕЙСКИЕ ВЕРФИ»

Глубоководная достроечная набережная расположена на левом берегу р. Большая Нева.

Длина причальной линии 486,00 м, отметка возвышения кордона плюс 3,30 м (в Балтийской системе высот). Набережная предназначена для достройки наплаву кораблей и судов.

В конструктивном отношении сооружение представляет собой набережную-стенку с высоким свайным ростверком и передним шпунтом. Лицевая стенка выполнена из стального шпунта, погруженного до отметки минус 16,6 м. Свайное основание состоит из трех рядов вертикальных свай, трех рядов наклонных сжатых свай и одного ряда наклонных растянутых свай, забитых с уклоном 3:1. Сваи железобетонные призматические сечением 4040 см, длина свай 20 и 21,5 м, шаг свай 2,0 м.

Асфальт - 3 см Асфальто-бетон - 5 см Щебеночная подготовка - 12 см 245 1000 +3,49 +3, +3, +1,20 +0, 0,00 +0, 105 180 250 385 200 100 Металлический шпунт Ларсен III нов. l=17 м -5, Ж/б сваи сеч.40х40 Ж/б сваи сеч.40х l=19 м l=19 м -16,60 -16, -17, Рис. 1. Конструктивный поперечный разрез глубоководной достроечной набережной на территории предприятия «Адмиралтейские верфи»

Ростверк набережной выполнен в виде монолитной железобетонной конструкции, в которую входит горизонтальная плита, объединяющая головы свай и шпунта, кордонная балка, подкрановые балки и стенки каналов инженерных сетей. По длине набережной в ростверке устроены температурно-осадочные швы, разделяющие сооружение на 17 секций.

Набережная оборудована колесоотбойным брусом, швартовными и отбойными устройствами. Покрытие территории асфальтобетонное. На набережной используются четыре портальных крана с шириной колеи 10,0 м.

В соответствии с проектом набережная должна быть оснащена средствами снабжения связи, электроэнергии, воды, пара, воздуха, кислорода, ацетилена и воды.

Конструктивный разрез набережной приведн на рис. 1.

Основными выявленными видами повреждения рассматриваемой конструкции по результатам очередного обследования, проводимого в октябре-ноябре 2011 г., являются:

Кордонная стенка и плита ростверка – практически по всей поверхности бетон имеет коррозионные повреждения глубиной 1… 5 см. Отмечаются многочисленные повреждения в виде трещин, разломов, разрушений поверхностного слоя бетона с оголением и коррозией арматуры, сквозных разрушений сечения конструкции.

Покрытие территории – асфальто-бетонное покрытие имеет просадки территории до 60 см, многочисленные трещины шириной раскрытия до 50 мм, а на некоторых участках полностью отсутствует. Часть просадок расположено на расстоянии 15,0 м от кордона в зоне тылового края ростверка, что косвенно свидетельствует о вымыве грунта из-под ростверка. В покрытии имеются многочисленные сквозные проломы различного происхождения общей площадью около 10 м2. По всем температурно-осадочным швам между секциями имеются трещины в покрытии набережной шириной раскрытия до 50 мм и в подкрановых балках шириной раскрытия до 10 мм.

Швартовные устройства – в головной части одной из тумб в металле обнаружена трещина и скол, у семи тумб имеется неполное заполнение и мелкие разрушения бетона.

Лицевая шпунтовая стенка – в некоторых местах в результате значительных разрушений бетона на нижней горизонтальной поверхности ростверка шпунтовые сваи не имеют жесткой заделки в ростверк. По всей поверхности шпунт имеет коррозионные повреждения поверхностного и язвенного типа. На отдельных участках в переменном горизонте воды коррозия привела к образованию сквозных отверстий.

УДК И.В.Родионов (5 курс, каф. ГТС), К.Н.Шхинек, д.ф.-м.н., проф.

ВОЗДЕЙСТВИЕ КИЛЯ ТОРОСА НА СООРУЖЕНИЯ ШЕЛЬФА Объектом исследования в данной работе является воздействие тороса на сооружение с наклонной и вертикальной стеной.

В данной работе использовано два метода по определению нагрузки на сооружение, статический и динамический. Методы основаны на теории предельного равновесия Кулона Мора. Для динамического метода была разработана программа TEMPLATE на кафедре ГТС, СПбГПУ, под руководством д.ф.-м.н. К.Н. Шхинека.

Общепринятый подход расчета нагрузки от киля состоит в использовании методов механики грунтов для среды со сцеплением и внутренним трением. Нагрузка, соответствующая пассивному давлению, как правило, больше соответствующей активному.

Несмотря на то, что в данной работе рассматривается случай, когда торос надвигается на сооружение, предполагается режим «пассивного» давления. Это связано с динамикой процесса. Обычно в механике грунтов рассматривается статическая задача и часть CDAB неподвижна. При действии киля эта часть подвижна, и вызывает дополнительную нагрузку.

Действительно, сила трения, возникающая на границе CD, увеличивает нагрузку, передаваемую килем сооружению.

Рис. 1. Схема к расчету Поскольку в треугольнике стороны пропорциональны синусам противоположных углов, имеем:

F G.

sin( ) sin(90 ) Таким образом, сила, действующая на сооружение, была бы определена, если бы мы знали значение. Это можно сделать, исходя из условия минимальности сил, приводящих к образованию линии скольжения, т.е. минимальности F. Единственно верное решение достигается при минимуме энергии.

Рассмотрены различные случаи наклона стенки, и угла трения, угла внутреннего трения. Шаг подбираемого угла скольжения равен 0,5°. В случае вертикальной стенки, = 35°.

Отнеся Fmin для наклонных стен к Fmin для вертикальной стены, найдены коэффициенты, которые учитывают образовавшиеся плоскости скольжения. Т.е. проведя расчет нагрузки на вертикальную стену с учетом необходимого коэффициента, мы получим результат для наклонной стены. Результаты, полученные в ходе исследования, сведены в табл. 1.

Таблица Коэффициенты для пересчета на наклонные стены = 20° = 10° = 0° = 5° = 10° = 0° = 5° = 10° 0° 1 1,133845 1,291991 1 1,10491 1, 15° 0,874866 0,961463 1,057652 0,95443 1,02728 1, 30° 0,851613 0,914148 0,979516 0,99482 1,04987 1, 45° 0,928531 0,977609 1,024576 1,15027 1,19206 1, Таким образом, в данной работе решен вопрос по определению нагрузки на стены гидротехнических сооружений. Найдены зависимости величины нагрузки на стену, от е наклона, от углов внутреннего трения ледяного материала, и от углов трения между килем тороса и стенкой сооружения. Предложен вариант упрощения нахождения нагрузки на наклонную стену, через расчет вертикальной стены с учетом коэффициентов, представленных в табл. 1. Были рассмотрены и сравнены два метода по определению нагрузки на вертикальную стену. Расчет в программе по модифицированному методу Кулона-Мора сравнивался со статическим методом предельного равновесия. Программа TEMPLATE для наклонных сооружений должна быть модифицирована.

ЛИТЕРАТУРА:

1. Иванов П.Л. Грунты и основания гидротехнических сооружений. Механика грунтов: Учеб. для гидротехн. спец. вузов. – 2-е изд., перераб. и до. – М.: Высш. шк., 1991. – 447 с.

2. Строительные нормы и правила: Нагрузки и воздействия на гидротехнические сооружения (волновые, ледовые и от судов) СНиП 2.06.04-82*/ Госстрой СССР. – М., 1989. – 156 с.

3. Строительные нормы и правила: Нагрузки и воздействия на гидротехнические сооружения (волновые, ледовые и от судов) Изменения к СНиП 2.06.04-82*. – С., 2003. – 32 с.

УДК 627. Е.А.Салганик (5 курс, каф. ГТС), К.Н.Шхинек, д.ф.-м.н., проф.

ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ПРЕОБРАЗОВАНИЙ ФУРЬЕ ДЛЯ АНАЛИЗА КОЛЕБАНИЙ МОРСКИХ СООРУЖЕНИЙ ПРИ ДЕЙСТВИИ ЛЬДА Перспектива разработки месторождений углеводородов в северных условиях усиленно обсуждается в настоящее время. Это связано с тем, что преобладающее количество ресурсов нашей страны находится в арктических зонах. Определяющими при расчете сооружений, предназначенных для Севера, являются нагрузки, вызванные действием льда. Одной из наименее изученных ледовых проблем являются вибрации сооружений под действием льда.

Сложность проблемы определяется тем, что и сами нагрузки, и движение сооружения являются результатом взаимного влияния льда и сооружения. Вместе с тем, оценка доли влияния каждого из этих факторов на общий результат является важной задачей для создания методики расчета вибрации.

В работе будут рассматриваться ледовые силы, возникающие при продолжительном дроблении льда вертикальными цилиндрическими конструкциями. В СПбГПУ разработана программа расчета вибрации сооружений. В качестве исходных данных использовались итоги экспериментов по измерению ледовых нагрузок при движении льда на цилиндрические конструкции при разных скоростях ледового покрова и периодах колебаний конструкций. Типичный цикл изменения ледовых сил – это их постепенное увеличение, приводящее к разрушению льда, а затем резкое падение сил во время вылета раздробленного льда, пока не установится новый контакт с неповрежденным льдом.

Эти циклические изменения ледовых нагрузок могут вызывать в конструкциях колебания на частотах, близких к собственным, что приводит к более сложным взаимодействиям конструкций со льдом. Существует много исследований о моделях поведения жстких конструкций при ледовых нагрузках. Вопрос же обратного влияния колебаний конструкций на нагрузки изучен куда меньше, что создат определнные риски при использовании действующих моделей в реальных условиях.

Рис. 1. Разложение по частотам колебаний в зависимости от скорости льда при резонансной частоте сооружения = 1,25 Гц Для преобразования этих более сложных взаимодействий конструкций со льдом удобно использоваться преобразования Фурье. Они представляют собой операцию сопоставления одной функции вещественных переменных другой функции, которая описывает амплитуды при разложении исходной функции на исходные составляющие – гармонические колебания с разными частотами. Разложение в ряд Фурье применимо к функциям, заданным на ограниченных промежутках, поскольку такие функции могут быть периодически продолжены на всю прямую, поэтому такой способ удобен для ограниченных исходных данных ледовых нагрузок.

Исходными данными для анализа являются полученные по программе расчетные записи давления (нагрузки) при вибрации сооружений под действием льда при разных собственных частотах сооружений и скоростях льда относительно сооружения. Цель анализа – изучение зависимости характера гармоник при разных скоростях движения льда и разных частотах собственных колебаний. Предполагается, что это поможет определить вклад каждой из указанных выше составляющих в общий процесс.

На примере спектра частот колебаний, приведнном на рис. 1, видно, что при низких скоростях льда вероятность резонанса довольно мала, при средних скоростях вероятность совпадения частот ледовой нагрузки и частоты собственных колебаний сооружения увеличивается, при высоких скоростях – уменьшается.

Проведн анализ влияния параметров сооружений и скоростей ледового покрова на частотные параметры ледовых нагрузок. Определены зависимости вклада собственных колебаний сооружения в величину нагрузок.

Проведенная работа показала перспективность предлагаемого подхода. Однако, в настоящее время имеющегося материала недостаточно для окончательных выводов и рекомендаций.

УДК М.А.Кутузов (5 курс, каф. ГТС), В.С.Коровкин, д.т.н., проф.

ИНЖЕНЕРНАЯ КИНЕМАТИЧЕСКАЯ ТЕОРИЯ КОНТАКТНОГО ДАВЛЕНИЯ ПРИМЕНИТЕЛЬНО К ВОДОНАСЫЩЕННЫМ СВЯЗНЫМ ГРУНТАМ Основные положения этой теории, приведенные в работе [1], имеют общий подход в описании работы гидротехнических сооружений свайного или гравитационного типов.

Принято, что уравнение состояния грунтовой среды описывается безразмерной обобщенной диаграммой связи (с)() в виде функции изменения коэффициента давления (сцепления) (с) от относительного смещения. Применительно к типу сооружения (с)() обобщает несколько функций: (с)(в) – функцию изменения коэффициента вертикального давления (сцепления), предназначенную для гравитационных сооружений, а так же (с)(г) – функцию изменения коэффициента бокового давления, предназначенную для сооружений больверкого типа. Указанная функция давления связана с реакцией грунтовой среды на величину внешнего воздействия, уплотняющего принятые условные полоски в призме выпирания (обрушения) грунтового основания.

Функция коэффициента давления описывается степенной зависимостью, для замыкания которой в ее предельном значении находится предельное смещение уплотнения грунтовой полоски, определяемое через пластический модуль деформации грунта.

Известные предельные значения безрамерной функции бокового давления (сцепления) (с)(*г) виде коэффициентов активного а, пассивного п давлений или сцеплений ас пс, * приведены в технической литературе..Предельные значения функции вертикального давления (сцепления) (с)(в), используемые в расчете гравитационных сооружений, вычисляются из выражений в работе [1].


Использование указанных функций (с)() позволяет на основе инженерного решения определить контактное напряжение и смещение грунтового основания сооружения (свайного или гравитационного) на всем диапазоне воздействия нагрузок, вплоть до предельного.

Водонасыщенные грунты основания представляют двухфазную среду, состоящую из пористого скелета грунта, заполненного поровой жидкостью. Считается, что поровая жидкость в первую очередь воспринимает внешнюю нагрузку, выжимаясь из пор. Однако неспособность ею восприятия касательных напряжений, требует постепенного увеличения нагрузки, которая, по мере удаления воды, воспринимается скелетом грунта.

В водонасыщенных грунтах функция изменения коэффициента давления (сцепления) (с)() дополнительно зависит во времени от величины коэффициента консолидации (уплотнения), определяемого по фильтрационной теории Q = t/ст, где t, ст – осадка (перемещение) за время t и стабилизированная (конечная) осадка В начальный момент времени отвечающий Q = 0 давление полностью передается на воду, а по завершению процесса фильтрационной консолидации соответствующей Q = 1 – соответственно на скелет грунта Функции изменения коэффициента давления (сцепления) (с)()в, описывающая безразмерную диаграмму связи от смещения водонасыщенного связного грунта, в общем виде зависит от плотности, влажности и фильтрационных свойств грунта:

(с)()в = {e, IL[(Tф,)]} где: е – коэффициент пористости грунта, еmax е еmin ;

IL – показатель текучести, ILmin IL ILmax;

Т= t/t ф.ст. – относительное время фильтрации (t, tф.ст –текущее время и период времени фильтрационного уплотнения грунта), 0 Тф Тф.ст = 1.

Характер изменения функцию коэффициента давления водонасыщенного грунта под нагрузкой иллюстрирован на рис. 1.

Рис. 1. Ограничение коэффициентом консолидации значения безразмерной функции давления и определение допускаемой величины нагрузки при возведении сооружения в процессе строительства Рассмотрим для иллюстрации случай работы сооружения, когда максимальное значение Q* соответствует предельной несущей способности грунта *(с)(*) в, позволяющей использовать максимальную нагрузку q*. К примеру при величине Q1 несущая способность грунта в данной контактной точке на относительный момент времени Т1 ограничена до величины определяемой горизонталью к кривой (с)() в.

По решению теории фильтрационной консолидации, периоду времени Тi соответствует коэффициент консолидации Qi, приведенный во втором квадранте. Значению Qi, будет соответствовать свое предельное значение несущей способности грунта для данного периода времени в виде коэффициента давления (сцепления) (с)(i) в, на безразмерной кривой в первом квадранте. Опустив из значения (с)(i) в вертикаль в четвертый квадрант определим величину допускаемой нагрузки от сооружения на период времени Тi.

Дальнейшее увеличение периода времени приведет к повышению значения Q i, что в свою очередь способствует смещению точки на относительной кривой (с)(i) в вправо. По графику на рис.1 в первом квадранте видно, что в начальный период времени несущая способность грунта, определяемая коэффициентом давления (сцепления) (с)() в близка нулю, что необходимо учитывать при возведении сооружения.

Решение задачи по расчету гидротехнических сооружений возводимых на водонасыщенных связных грунтах основания выполняется в два этапа.

На первом этапе решается фильтрационная задача определения времени стабилизации фильтрационного уплотнения – затухание осадки вызванной вытеканием воды из пор под основанием гравитационного сооружения или перед стенкой. Это необходимо для определения характера допускаемого нарастания нагрузки во времени. В случае продолжительного времени периода фильтрационной консолидации используют различные мероприятия, способствующие ее ускорению. Как правило, это набивные песчаные сваи, предварительное уплотнение с помощью дополнительной нагрузки и т.д.

На втором этапе определяется напряженно деформированное состояние сооружения от расчетной нагрузки с использованием программы SCAD для периода времени отвечающего стабилизации фильтрационной консолидации.

ЛИТЕРАТУРА:

1. Коровкин В.С. Расчет бетонных камер судоходных шлюзов. Учебное пособие. СПб.;

Изд-во СПбГПУ, 2010.

УДК Н.В.Купцов (5 курс, каф. ГТС), В.С.Коровкин, д.т.н., проф.

РАСЧЕТ БОЛЬВЕРКА НА СЛАБЫХ ГРУНТАХ ОСНОВАНИЯ Порты часто приходиться располагать в местах залегания мощных слоев слабых водонасыщенных грунтов с модулем деформации Е 5 МПа. Напряженно-деформированное состояние таких грунтов при расчете причальных стенок зависит от фильтрационного уплотнения (консолидации грунта) за счет выдавливания воды из пор грунта под нагрузкой.

Малая несущая способность, большие деформации и сроки их стабилизации были в некоторых случаях причиной аварийных ситуаций при не учете этих обстоятельств. При работе больверка на слабых грунтах основания происходят существенные вертикальные осадки и горизонтальное перемещение низа шпунта во времени.

При засыпке песка за стенку происходит осадка основания во времени, определяемая, например, методом эквивалентного слоя, предложенного проф. Н.А. Цытовичем. В этом методе используется треугольная эпюра уплотняющих давлений по высоте слоя от действия вертикального давления (рис. 1а).

Рис. 1. К схеме уплотняющих давлений по высоте при односторонней фильтрации поровой воды (а). Осадка территории во времени (кривая 1) и горизонтальное смещение низа стенки от поворота относительно анкерной опоры (кривая 2) (б) Рассмотрим заанкерованный больверк свободной высоты Н = 9,6 м, включающей высоту наданкерной части h анк =2,3 м со следующими исходными данными. Грунт засыпки песок: = 17,8 кН/м3, = 31°. Грунт основания илистый суглинок: = 10 кН/м3, Е = 5 МПа, = 10°, С = 15 кПа;

Кп = Ку – коэффициент постели основания на глубине у (К – коэффициент пропорциональности);

Сv = 15.10-2 см2/мин. – коэффициент консолидации, высота анкерной стенки h анк = 7 м, подстилающий слой водонепроницаемый слой на глубине 12 м.

По графику фильтрационной консолидации А.С. Марченко (1976 г), определим, что время осадки слоя 12 м, подстилаемого водоупором, равно t = 10 лет.

Полная осадка слоя грунта 12 м за это время равна S = hq/E = 120,814,8/500 = 0,284 м, где h – высота слоя консолидируемого грунта, – безразмерный коэффициент, q – вертикальная нагрузка, E модуль деформации грунта.

Из выражения момента активных и реактивных боковых сил относительно анкерной опоры, находится Еp – равнодействующая реактивного давления грунта основания на стенку.

Далее горизонтальное смещение низа стенки упл определяется из выражения равнодействующей давления через коэффициент постели.

Еp = 0,5Кп уплt, (1) где Кп – коэффициент постели грунта основания на глубине t.

Из выражения (1) горизонтальное смещение низа стенки составляет упл = 17,2 см.

Принимая различные значения коэффициента консолидации с учетом безразмерного коэффициента А, строим кривую затухания осадок (1) территории и кривую горизонтального смещения низа стенки (2) во времени, рис. 1б.

Поскольку поровая жидкость не воспринимает касательных напряжений, то период нарастания давления на скелет грунта увязывают с периодами постепенно возрастающей нагрузки в процессе строительства.

Для ускорения фильтрационной консолидации используют один из вариантов, например, устройство песчаных дрен dдр (песчанных свай).

Выполним два сопоставительных расчета больверка графоаналитическим методом с учетом деформаций и по программе SCAD методом зеркального отображения (МЗО).

Линейный расчт МЗО по программе SCAD выполняется последовательно для трех однотипных балок с различными нагрузками и условиями опирания, позволяющий уточнить эпюру бокового давления грунта на лицевую стенку больверка вместо принимаемой кулоновской и, следовательно, эпюру изгибающих моментов.

Рис. 2. Результаты расчета заанкерованного больверка Обозначения на рис. 2: кулоновская (пунктир), расчетная (сплошная линия) и вспомогательная (штрих-пунктир) эпюры бокового давления (рис. 2а) и полученная по программе SCAD (рис. 2б). Эпюры моментов, полученные графоаналитическим способом с учетом деформации (1200 кНм) и по программе SCAD (1000 кНм) (рис. 2в).

УДК В.И.Ушнурцева (5 курс, каф. ГТС), В.С.Коровкин, д.т.н., проф.

ВЛИЯНИЕ ВОДОНАСЫЩЕННОГО ОСНОВАНИЯ НА НАПРЯЖЕННОЕ СОСТОЯНИЕ КАМЕРЫ ШЛЮЗА Напряженно-деформированное состояние водонасыщенных грунтов при расчете камеры шлюза зависит от фильтрационного уплотнения (консолидации грунта), за счет постепенного выдавливания под нагрузкой воды из пор грунта. При этом имеет место односторонняя фильтрация при водонепроницаемом подстилающем слое (рис. 1а) или соответственно – двусторонняя при водопроницаемом подстилающем (рис. 1б).

Полагают, что в водонасыщенных грунтах в начальный момент времени давление, от днища на основание, воспринимается поровой жидкостью р, а в конечный – соответственно скелетом грунта ск. В промежуточный период времени, за счет выдавливания поровой жидкости, давление р снижается, а на скелет соответственно – увеличивается.

Рис. 1. К схеме уплотняющих давлений по высоте водонасыщенного слоя при одно- и двусторонней фильтрации поровой воды Как правило, время возведения камеры шлюза, существенно меньше периода фильтрационной консолидации водонасыщенного грунта основания. Вследствие неравномерной нагрузки от конструкции края гибкого днища смещаются более значительно, чем середина.

Поэтому стены камеры, поворачиваясь относительно основания, дополнительно наваливаются на грунт засыпки, вызывая переменное во времени реактивное давление засыпки.


Расчетная схема камеры шлюза в ручном варианте включает взаимосвязанные между собой стены в виде консоли с заделкой в днище и днище в виде балки на упругом основании.

Расчет камеры шлюза на водонасыщенном основании состоит из нескольких этапов.

1. Определяется соответствующий изгибающий момент и обратный прогиб гибкого днища, как балки на упругом основании, за стабилизированный период времени фильтрационной консолидации.

2. Находится отвечающий обратному прогибу днища наклон стенки камеры относительно заделки без учета влияния засыпки. Определяется боковое реактивное давление грунта засыпки (с учетом ее влияния на наклон) от половины этого смещения, вызывающего навал стены на грунт.

3. Для уточнения величины наклоны стенки, принимая реактивное давление за внешнюю нагрузку, определяют обратное ее смешение, как консоли с заделкой в днище. Если величины смещения от наклона стены при неравномерном смещении днища и обратного смещения от реактивной нагрузки совпадают, то условия равновесия удовлетворяется. В противном случае, меняя величину наклона стены, добиваются равенства двух прямо противоположных смещений, что позволяет уточнить реактивное давление на стенку. Далее вычисляется изгибающий момент на стену.

В электронном варианте расчет выполнялся по программе SCAD. Расчетная схема камеры шлюза представляет плоскую стержневую раму корытного профиля переменной жесткости (тип 2), связанную с упругим основанием в виде модели Винклера с переменным коэффициентом постели по высоте для стен и постоянным для днища. Для учета влияния осадки днища во времени на стенки камеры шлюза было выполнено два расчета с учетом производства работ.

1. Основание представляет однофазный грунт. Поскольку основные осадки сооружения происходят до засыпки за стены камеры, то расчетная нагрузка выполняется в два этапа. На первом этапе определяется напряжено-деформированное состояние конструкции от веса камеры шлюза. На втором этапе прибавляется нагрузка от верхнего горизонта воды и засыпки за стенкой.

2. Основание представляет двухфазный грунт создающий осадку днища во времени.

Расчет выполнялся для стабилизированного случая от полной нагрузки. Это позволяет учесть навал стенки на грунт засыпки от прогиба днища.

В стержневой раме конструкция камеры шлюза представляется в виде элементов стержней и решается контактная задача их взаимодействия с упругими опорами винклеровского типа, описывающих поверхностные свойства грунта.

Физико-механические характеристики засыпки: грунт засыпки за стеной представляет рыхлый среднезернистый песок: угол внутреннего трения = 300, модуль деформации грунта Е = 1000 тс/м2, коэффициент поперечного расширения µ = 0,33, коэффициент анизотропии грунта Ка = 1, нагрузка на поверхности засыпки q = 0… 20 кПа. Коэффициент постели засыпки, вычисленный через модуль деформации грунта, переменный по высоте стенки, Кп = 0… 3745,6 кН/м3. Грунт основания: илистая глина, коэффициент постели Кп = 2500,0 кН/м3.

Для расчета камеры шлюза определились следующие характеристики конструкции:

высота стены камеры – 28,6 м, высота днища с водопроводными галереями – 6,3 м, ширина камеры в свету – 20,0 м, ширина днища – 28,6 м, ширина стены по верху и по низу соответственно представляет 1,0 м и 5,0 м.

Рис. 2. Эпюры изгибающих моментов (кНм) в камере шлюза в эксплуатационном (а) и ремонтном случаях (б) Расчеты показывают, что на направление кривизны упругой линии днища в существенной степени зависит от величины и направления изгибающего момента в заделке стены. Это приводи к тому, что в ремонтном случае днище прогибается выпуклостью вниз и следовательно стены наклоняются в сторону камеры. В эксплуатационном случае днище, прогибаясь выпуклостью вверх, при увеличении осадки в слабых грунтах повышает изгибающие моменты в камере шлюза на 10-15%.

Вывод. В слабом водонасыщенном грунте основания, жесткость днища должна быть увеличена поскольку ее уменьшение повышает навал камеры стены на засыпку и следовательно увеличивает изгибающий момент.

УДК А.Н.Седова (5курс, каф. ГТС), В.С.Коровкин, д.т.н., проф.

ИНЖЕНЕРНАЯ КИНЕМАТИЧЕСКАЯ ТЕОРИЯ КОНТАКТНОГО ДАВЛЕНИЯ ПРИМЕНИТЕЛЬНО К ПОЛЗУЧИМ ГРУНТАМ Глинистые грунты – сложная дисперсная среда, имеющая частицы с внутренними жесткими и вязкими связями, изменение которых во времени вызывает проявление реологических свойств (ползучесть, релаксация, длительная прочность).

Принято, что уравнение состояния обычной грунтовой среды, взаимодействующей с сооружением, описывается безразмерной обобщенной диаграммой связи (с)() в виде функции коэффициента давления (сцепления) (с) от относительного смещения.

Использование функции (с)() позволяет на основе инженерного решения определять контактное напряжение и смещение грунтового основания свайного или гравитационного гидротехнических сооружений на всем диапазоне воздействия нагрузок, вплоть до предельных, вызывающих *(с).

В ползучих связных грунтах эта функции, описывающая безразмерную диаграмму связи от смещения, в общем виде зависит от плотности, влажности грунта и ползучих свойств, проявляющихся во времени:

(с)()п = {e, IL[(Tп,)]} где е – коэффициент пористости грунта, еmax е еmin ;

IL – показатель текучести, ILmin IL ILmax;

Тп = t/t п.ст. – относительное время ползучести, 0 Тп Тп.ст = 1;

t, tп.ст – текущее время и период времени стабилизации ползучести грунта.

Характер изменения функции (с)()п ползучего грунта иллюстрирован на рис. 1. Кривая изменения коэффициента давления (сцепления) (с)()п, описывающая безразмерную диаграмму связи от смещения ползучего связного грунта в условно-мгновенный период времени, приведена в I-ом квадранте. Зафиксируем на этой кривой два порога ползучести (рис. 1). Первый порог, фиксирующий начало ползучести, отвечает значениям 1п(1с) = (0,2… 0,4)*(с) от предельного *(с), где меньшие значения относятся к слабым грунтам. Второй порог, зависит от консистенции глин соответственно: 2п(2с) = (0,7… 0,8)*(с) – твердые и полутвердые;

2п(2пс) = (0,6… 0,7)*(с) – тугопластичные и пластичные;

2п(2с) = (0,4… 0,6)*(с) – текучепластичные и текучие. Этот порог есть критерий безопасной работы сооружения.

Рис. 1. Диаграмма связи безразмерной функции Зафиксируем напряжение в точках 1 и 2 на кривой в I-ом квадранте. Основание сооружения, в котором превалирует напряженное давления (с)()п ползучего грунта состояние близкое к точке 1 имеет во времени затухающую ползучесть и соответственно – незатухающую ползучесть в котором превалирует напряженное состояние близкое к точке 2, за значением 2п (2с).

Величина деформации стабилизации затухающей ползучести грунта равна:

ст.п = Ао ехрКпз = Аоехр(Е/Е – 1), (1) где А = 0,6… 0,8 – коэффициент, зависящий от значения (с)()п;

о – начальная деформация сооружения;

Кпз – коэффициент ползучести, принимаемый соответственно: Кпз,1 = (0,25… 0,5) – тврдые и полутврдые глины;

Кпз,2 = (0,6… 1,0) – тугопластичные и пластичные;

Кпз,3 = (1,1… 1,5) – текучепластичные-текучие;

Е = (0,30,8)Е – длительный модуль деформации грунта, большее значение Е относиться к тврдым глинам, меньшее – к текучим, промежуточные значения принимаются по интерполяции.

Поскольку релаксация – особая разновидность ползучести, то примем равными периоды времени стабилизации затухающей ползучести и релаксации напряжений tп.ст = tрел = с/Е(р), (2) где с = 3 – линейный коэффициент вязкости сжатия (растяжения) (сила трения при сжатии (растяжения) площадки при единичном градиенте скорости), приближенно определенный через коэффициент вязкости при сдвиге ;

Е(р) – модуль деформации.

Принята следующая сдвиговая вязкость от консистенции глинистых грунтов:

1010… 1011 П – мягкопластичная;

1012… 1013 П – тугопластичная;

1014… 1015 П – полутвердая;

1015… 1017 П – твердая. В системе CГC единицей вязкости служит пуаз (П) равный:

1 П = 10-1 Нс/м2 = 0,012 гс /см2.

Поскольку при ползучести глинистых грунтов деформация нарастает во времени, то для поддержания ее постоянной величины требуется вс меньшая, с течением времени, величина действующих напряжений (рис.1, II – квадрант). Процесс уменьшения во времени (расслабления) действующих напряжений при постоянной деформации называется релаксацией. В случае бокового распорного давления глинистого грунта за стенкой, вследствие релаксации давления во времени, увеличивается от активного к бытовому.

Полагают, что релаксация в основном обуславливается разрушением структурных связей сил сцепления в процессе ползучести.

Изменение напряжение в период релаксации для реактивного (рис. 2, вправо) и распорного давлений (рис. 2, влево) определяется выражением:

рел = к ± /0 – к/Тn, (3) где к, 0 – конечное за релаксационный период и начальное значение напряжений при Т = t/tрел – относительное время релаксации;

n = 0,5 – показатель степени.

Рис. 2. Релаксация активного и пассивного (реактивного) давлений глинистого грунта при фиксированном смещении (а);

изменение прочностных характеристик (), с() и предельно длительных, с по отношению к условно мгновенным значениям 0 c0 глинистого грунта при смещении ползучести (0 и * – начальное и предельное значение смещений) (б) На рис. 2а показано увеличение во времени бокового активного давления и снижение реактивного давления на стенку с фиксированным смещением. Увеличение значений и с при уплотнении (до экстремума значений кривых, затухающая ползучесть) и их уменьшение при разуплотнении (незатухающая ползучесть) представлены на рис. 2б.

УДК А.В.Шкред (6 курс, каф. ГТС), В.С.Коровкин, д.т.н., проф.

РАСЧЕТ БОЛЬВЕРКА НА ПОЛЗУЧИХ ГРУНТАХ ОСНОВАНИЯ В процессе возведения заанкерованного больверка могут возникнуть различные случаи взаимодействия конструкции с ползучими грунтами основания. Наиболее интересными с практической точки зрения являются следующие случаи: грунт однородный ползучий или разнородный, к примеру, нижний слой ползучий, а верхний не ползучий.

В графоаналитическом методе расчета, на первом этапе выполняется расчет на начальный период времени, как для обычного больверка. Затем при однородном ползучем грунте учитывается ползучее перемещение низа стенки во времени.

В разнородном грунте при наличии неползучего верхнего слоя в нижнем ползучем слое имеет место отсутствие или стесненная ползучесть, приводящая к релаксации (изменению) распорного и реактивного давлений на стенку. Вследствие релаксации происходит уменьшение реактивного давления ползучего слоя на стенку и в зоне обратного отпора, что создает предпосылки к дополнительному смещению низа стенки доп. В определенных случаях это может изменить начальную схему с защемлением низа стенки на схему свободного опирания (рис. 2б). Изменение расчетной схемы меняет эпюры бокового и реактивного давлений (рис. 2в, сплошная линия) и, следовательно, эпюру изгибающих моментов (рис. 2д).

Расчет заанкерованной стенки на ползучем основании выполняется на начальный период времени, как для обычного больверка с использованием графоаналитического метода или метода зеркального отображения по программе SCAD. Второй расчет выполняется на длительный период эксплуатации сооружения с учетом реологических свойств основания.

Расчет больверка во времени, основание однородное. Определяются эпюры начального бокового давления на обе стороны стенки и расчетная схема сооружения (рис.1а, штрих пунктир). По выражению (1) [1] находится величина смещения за период стабилизации ползучести. Используя переменный по глубине длительный коэффициент постели Кп (1) [1] выполняется расчет балки последнего этапа, с новым коэффициентом постели грунта основания (рис. 1, сплошная линия), для периода времени t = 32,8 лет, вычисленного по (2) [1].

Расчет больверка во времени, основание неоднородное. По расчетной схеме защемления (рис. 2б, штрих-пунктир) эпюра начального этапа распорного давления на стенку (рис. 2в, штрих-пунктир) за длительный период трансформируется в новую эпюру (рис.2в, сплошная линия) за счет трансформации во времени Кп до величины Кп.

Примеры расчета двух вариантов больверка, возведенного на однородном и разнородном ползучих грунтах, графоаналитическим методом и на ПЭВМ приведены на рис.

1 и 2. На указанных рисунках пунктиром показаны кулоновские эпюры бокового давления.

Штрихпунктирная и сплошная линии отвечают периодам времени эксплуатации сооружения за t = 0 и t = 6,6 лет.

Анализ результатов, полученных вычислений показывает, что в однородном ползучем грунте при свободной схеме опирания больверка эпюра бокового давления на стенку и следовательно эпюра изгибающих моментов меняется не существенно (рис. 1).

В случае разнородного грунта при ползучем нижнем слое перемещение низа упругой линии во времени, создало предпосылки изменения расчетной схемы из защемления в свободное опирание, существенно изменив эпюру моментов.

Рис. 1. Расчет стенки, возведенной в однородном ползучем грунте основания Рис. 2. Расчет стенки, возведенной в разнородном грунте основания, при ползучем нижнем слое ЛИТЕРАТУРА:

1. Седова А.И., Коровкин В.С. Инженерная кинематическая теория контактного давления применительно к ползучим грунтам. XL Неделя науки СПбГПУ : материалы международной научно-практической конференции. Ч. I. – СПб. : Изд-во Политехн. ун-та, 2011. c. 26-28.

УДК Б.Ю.Рожко (5 курс, каф. ГТС), В.С.Коровкин, д.т.н., проф.

ВЛИЯНИЕ ПОЛЗУЧЕСТИ ОСНОВАНИЯ НА НАПРЯЖЕННОЕ СОСТОЯНИЕ КАМЕРЫ ШЛЮЗА Ползучесть глинистого грунта представляет непрерывную деформацию среды во времени при постоянно действующей нагрузке. Полагают, что в основе процесса ползучести грунтов лежат два взаимно противоположных явления – упрочнение (увеличение вязких связей между частицами при уплотнении) и расслабление (разрушение жестких связей) грунта. При небольших нагрузках деформации затухают с упрочнением грунта (рис. 1, кривая I). При значительных нагрузках имеет место или равенство двух явлений, или превалирует расслабление, а в грунте развивается незатухающая (установившаяся) ползучесть (вторая стадия), переходящая в прогрессирующую (третья стадия), (рис. 1, кривая II).

При проектировании гидротехнических сооружений допускается только первая стадия ползучести основания, при которой контактные напряжения в грунте (0,45… 0,6)п, где меньшее значение относится к слабым грунтам (п –предельное напряжение).

Рис. 1. Схема изменений микроструктуры грунта в процессе ползучести:

а – исходная стадия;

б, в, г – I-III стадии ползучести;

1 – микроблоки глинистых частиц;

2 – пустоты;

3 – цементирующая глина;

4 – микро - и макротрещины Влияние ползучести грунта основания проявляется в дополнительной осадке днища шлюза, которая увеличивает его обратный прогиб. Влияние ползучести на длительную прочность грунта основания определяется уменьшением пиковых значений реактивного давления по краям днища с некоторым смещением их ближе к середине.

Расчетная схема камеры шлюза в ручном варианте включает взаимосвязанные между собой стену в виде консоли с заделкой в днище, а днище в виде балки на упругом основании.

Расчет камеры шлюза на ползучем основании состоит из нескольких этапов.

1. Определяется изгибающий момент и обратный прогиб гибкого днища, как балки на упругом основании в начальный и стабилизированный периоды времени затухающей ползучести, используя начальный и длительный коэффициенты постели.

2. Находится соответствующий обратному прогибу днища наклон стенки камеры относительно заделки без учета влияния засыпки. Определяется боковое реактивное давление грунта засыпки (с учетом ее влияния на наклон) от половины этого смещения вызывающего навал стены на грунт.

3. Принимая реактивное давление за внешнюю нагрузку, определяют обратное ее смешение, как консоли с заделкой в днище для уточнения величину наклона стенки. Если величины смещения от наклона стены при неравномерном смещении днища и обратного смещения от реактивной нагрузки совпадают, то условия равновесия удовлетворяется. В противном случае, меняя величину наклона стены, добиваются равенства двух прямо противоположных смещений, что позволяет уточнить реактивное давление на стенку и вычислить изгибающий момент на стену.

В электронном варианте расчет выполнялся по программе SCAD. Расчетная схема камеры шлюза представляет плоскую стержневую раму корытного профиля переменной жесткости (тип 2), связанную с упругим основанием в виде модели Винклера с переменным коэффициентом постели по высоте для стен и постоянным для днища. Для учета влияния ползучей осадки днища во времени на стенки камеры шлюза было выполнено два расчета в начальный и стабилизированный момент времени.

По выражению (1) [1] находится величина смещения грунта за период стабилизации ползучести ст.п. Это позволило определить длительный коэффициент ползучести из выражения Кп = Кпо/ст.п., где о – смещение днища в начальный момент времени.

Для расчета камеры шлюза использовались следующие характеристики конструкции:

высота стены камеры – 28,6 м, высота днища с водопроводными галереями – 6,3 м, ширина камеры в свету – 20,0 м, ширина днища – 28,6 м, ширина стены по верху и по низу соответственно представляет 1,0 м и 5,0 м. Напор воды 14,5 м.

Физико-механические характеристики засыпки: грунт засыпки за стеной представляет рыхлый среднезернистый песок: угол внутреннего трения = 300, модуль деформации грунта Е = 1000 тс/м2, коэффициент поперечного расширения µ = 0,33, нагрузка на поверхности засыпки q = 0… 20 кПа. Коэффициент постели засыпки, вычисленный через модуль деформации грунта, переменный по высоте стенки, Кп = 0… 3745,6 кН/м3. Грунт основания: ползучая глина, начальный коэффициент постели Кп = 5000,0 кН/м3, длительный Кп = 3000,0 кН/м3 Коэффициент вязкости 1015 пуаз.

Рис. 1. Эпюры изгибающих моментов (тм) в камере шлюза при эксплуатационном (а) и ремонтном (б) случаях Расчеты показывают, что при ползучем грунте основания при жестком днище ползучесть грунта практически не влияет на изменение изгибающих моментов в камере шлюза. В действительности в силу неоднородности свойств основания камера шлюза оседает с определенным наклоном, что вызывает некоторый навал одной из стен на грунт засыпки.

В случае гибкого днища на ползучем грунте основания за время ползучей стабилизации t = 32,8 лет его дополнительная средняя осадка порядка 4 см вызвала увеличение изгибающих моментов в камере шлюза в пределах 5%.

ЛИТЕРАТУРА:

1. Седова А.И., Коровкин В.С. Инженерная кинематическая теория контактного давления применительно к ползучим грунтам. XL Неделя науки СПбГПУ : материалы международной научно-практической конференции. Ч. I. – СПб. : Изд-во Политехн. ун-та, 2011. c. 26-28.

УДК А.А.Фролова (5 курс, каф. ГТС), В.С.Коровкин, д.т.н., проф.

ИНЖЕНЕРНАЯ КИНЕМАТИЧЕСКАЯ ТЕОРИЯ КОНТАКТНОГО ДАВЛЕНИЯ ПРИМЕНИТЕЛЬНО К МЕРЗЛЫМ И ВЕЧНОМЕРЗЛЫМ ГРУНТАМ Мерзлые и вечномерзлые грунты вследствие наличия в них льдоцементных связей достаточно прочные и устойчивые. Изменение температуры и длительное воздействие нагрузки вызывает существенные изменения их свойств. В мерзлых грунтах, как и в глинистых, во времени проявляются реологические свойства (ползучесть, релаксация, длительная прочность – снижение прочности во времени).

Основные положения инженерной кинематической теории контактного давления для обычных грунтов имеют общий подход применительно к работе гидротехнических сооружений свайного или гравитационного типов. Принято, что уравнение состояния грунтовой среды, взаимодействующей с сооружением, описывается безразмерной обобщенной диаграммой связи (с)() в виде функции коэффициента давления (сцепления) (с) от относительного смещения.



Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 15 |
 



Похожие работы:





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.