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:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 5 |

«ОТКРЫТОЕ АКЦИОНЕРНОЕ ОБЩЕСТВО «ВНИИГ им. Б.Е. ВЕДЕНЕЕВА» ИЗВЕСТИЯ ВНИИГ имени Б. Е. ВЕДЕНЕЕВА Издание основано в 1931 году Том 257 ...»

-- [ Страница 4 ] --

Анализируя результаты выполненных по предложенной методике фильтрационных испытаний аналогичных по гранулометрии фрагментов ядер плотин Айос Теодорос и Зарамагской, можно сделать вывод, что кри териальной характеристикой пригодности скелетного разнозернистого ма териала для возведения водоупорного элемента плотины является весовая доля мелкозернистой (d 1 мм) его компоненты, которой должно быть не менее 30%. Такой вывод приблизительно соответствует установленной еще в 30-е годы прошлого столетия [4] нижней границе допустимого изменения зернового состава материалов, пригодных для возведения сухим способом грунтовых плотин.

В этой связи уместно заметить, что в Японии разрешается возводить водоупорные элементы плотин из грунтовых материалов с очень малым весовым содержанием мелкозернистых фракций - до 20% [5] (!).

Однако, согласно нашим исследованиям [6], внутреннюю когезион ную прочность Ср водонасыщенного глинистого грунта можно выразить экспоненциальной зависимостью Ср = 0,1ехр(-3,15е/еL) МПа, (1) где е и еL – коэффициенты пористости мелкозернистой компоненты (d 1 мм) в грунтовом материале после его укладки и отдельно - на границе текучести этой компоненты.

Полагая, что при величине Ср = 1 кПа 10 Г/см2 любой глинистый материал практически полностью теряет свою когезионную прочность (связность), по этой формуле находим соответствующий этому состоянию мелкозернистого заполнителя критический коэффициент пористости еcr и (по зерновому составу) критическую плотность d cr самого материала.

Таким образом, важнейшими отправными характеристиками, по ко торым следует контролировать геофильтрационные свойства и кондицию скелетного грунтового материала, являются общая его плотность d, плот ность его мелкозернистой (d 1 мм) компоненты r м и параметр = е/еL.

d Заметим, что предложение В. Н. Жиленкова назначать разграничительную крупность d = 1 мм частиц мелкозернистой компоненты грунта обусловле но необходимостью соблюдения требований ГОСТ 56180-84-Грунты. Ме тоды определения физических характеристик.

Кроме того, оценивая с этих позиций качество грунтового материала с известным коэффициентом разнозернистости Cn = d60 /d10, следуеттакже учитывать его устойчивость к сегрегации (фракционированию при отсып ке), которая, согласно [7] обеспечивается при Cn / Рм 300, где Рм - долевое содержание в материале мелких фракций.

СПИСОК ЛИТЕР АТУРЫ 1. Жиленков В.Н. О влиянии сегрегации грунта на водопроницаемость возводимой из него насыпи // Известия ВНИИГ им. Б. Е. Веденеева. 1986. Т.189. С. 56-61.

2. Руководство по геотехническомуконтролю за подготовкой оснований и возведе нием грунтовых сооружений в энергетическом строительстве: РД 34 15.073-91/ВНИИГ им.

Б.Е. Веденеева. Л. 1991.

3. Жиленков В.Н., Касаткин Н. В. Научное обоснование проектных требований к грунтовому материалу водоупорного элемента плотины Зарамагских ГЭС // Гидротехниче ское строительство. 2004. № 4. С. 22-28.

4. Дж. Джастин. Земляные плотины (Пер. с англ. Earth Dam Project by Joel D. Justin c.e.). М.-Л., 1936.

5. Mitsuo Takahashi. Kenji Nakayama. The Effect of regional conditions in Japan on Design and Construction of impervious Elements of Rockfill Dams, Comission Internationale on Grand Barrages. Q. 42. R.29. Madrid. 1973.

6. Жиленков В.Н. О фильтрационной прочности глинистых грунтов в условиях контактного выпора // Труды координационных совещаний по гидротехнике. Энергия. 1972.

Вып.72.

7. Руководство по расчету фильтрационной прочности грунтовых сооружений и их оснований: П59-94/ВНИИГ. 1995.

УДК 621.643:622. РАСЧЕТНОЕ ОБОСНОВАНИЕ КОНСТРУКЦИИ НАДЗЕМНОГО УЧАСТКА ГАЗОПРОВОДА В УСЛОВИЯХ КРАЙНЕГО СЕВЕРА В.В. Лалин1, А.В. Яваров Основные месторождения и головные участки магистральных газо проводов России сооружены и эксплуатируются в условиях мерзлых грун тов и холодного климата, что предъявляет повышенные требования к обес печению их надежности в эксплуатации [1]. Общепринятым техническим решением для удовлетворения этих требований является применение над земной прокладки газопровода, которая имеет следующие преимущества:

сохраняет тундровый покров, доступна для осмотров и профилактических работ, ремонта, диагностики, что очень важно в условиях экстремального климата.

Для создания надежных трубопроводных конструкций на Крайнем Севере большое значение имеет анализ аварий и изучение опыта эксплуа тации. Статистика за последние 10 лет показывает, что в период, предше ствующий аварии на газопроводе, температура воздуха в зимние месяцы (ноябрь - апрель) ниже 50 оС наблюдалась в течение 55% дней при посто янных ветрах со скоростью 8 - 15 м/c [1].

Влияние температуры на работоспособность конструкций носит многофакторный характер. Изменение температуры оказывает как прямое влияние на материал газопровода, так и косвенное, вызывая силы морозно го пучения, защемление трубопровода на границе мерзлых и талых пород.

Одной из главных проблем при эксплуатации трубопроводов является обеспечение прочности и надежности в местах перехода от подземной прокладки к надземной. В месте выхода трубопровода на дневную поверх ность происходит резкое изменение характера воздействия на газопровод.

В частности, имеет место значительный температурный перепад при пере ходе от мерзлого массива пород с температурами равными -2 - 4 оС к воздушной среде, минимальная температура которой в районе Норильска за многолетие достигает минус 56 о С. Подобный перепад приводит к фор мированию значительных сжимающих напряжений в материале магист рального трубопровода в зимний период времени, и, в тоже время, вызыва ет растягивающие напряжения в летний период, когда максимальное зна чение температуры воздуха за многолетие достигает плюс 39оС.

Температурные перепады в совокупности с другими природными на грузками, рабочим давлением вызывают продольные и поперечные пере мещения трубопровода относительно свайных опор. Их неравномерный Доктор техн. наук, зав. кафедрой Тел.: (812) 552- 60- 87, E-mail: lalin@cef.sbpstu.ru Аспирант Тел.: (812) 552- 60- 87, E-mail: smitu@cef.sbpstu.ru ГОУ СПбГПУ, Санкт-Петербург, ул. Политехническая, д. характер обуславливает сложное напряженное состояние конструкций тру бопровода.

Указанные факторы вызывают необходимость проведения числен ных экспериментов по определению наиболее напряженных участков про кладки для проведения в дальнейшем диагностики и постановки на ремонт отдельных участков трубопровода. В настоящее время отсутствует расчет ная методика изменения напряжений в течение года, вызванных сезонны ми колебаниями температуры воздуха. Эти значения являются исходными данными для проведения расчетов на малоциклическую усталость.

Настоящая работа представляет собой первый этап по разработке ме тодики расчета газопроводов на малоциклическую усталость.

С активным внедрением в производственную практику комплексов конечно-элементного анализа задача расчета надземных трубопроводов перешла на качественно новый уровень. За последние десятилетия были опубликованы работы [2, 3], отражающие значительные преимущества ко нечно-элементного моделирования по сравнению с традиционными упро щенными методами расчета.

В качестве объекта исследования был выбран участок проектируемо го газопровода, относящегося к трассе магистрального газопровода «Мес сояха - Норильск». При построении модели была задана надземная про кладка газопровода длиной 140 м с компенсационным участком. Расстоя ние между опорами составляет 9 - 10 м (рис. 1). При конструировании над земной прокладки заданы различные типы свайных опор: неподвижная че тырехсвайная опора, продольно-подвижные опоры с длиной ригеля 1,45 и 0,65 м.

Глубина сезонного оттаивания грунтов составляет 1,8 м, а величина заглубления свай опор трубопровода - 8 м. Заглубление свай в мерзлую толщу на глубину 6,2 м и наличие сравнительно небольшой вертикальной нагрузки 1,6 кН/м на трубопровод позволяют рассматривать сваи, как сваи-стойки (рис. 2).

Рис. 1. Схема надземной прокладки газопровода Были заданы два расчетных сочетания нагрузок:

РСН1 - соответствует максимальному воздействию на трубопровод в зимний период времени и включает в себя собственный вес материла тру бы 5309 мм, вес природного газа, вес от вспомогательных технических устройств, ветровая, ледовая, снеговая нагрузки, температурный перепад равный 54°С;

РСН 2 - характеризует максимальное воздействие на газопровод в летний период времени и включает в себя собственный вес материла трубы 5309 мм, вес природного газа, вес от вспомогательных технических устройств, ветровую нагрузку, температурный перепад равный 37°С.

Рис. 2. Общий вид системы газопровод - опора - мерзлое основание Расчет выполнялся с использованием конечно-элементного комплек са программ SOFiSTiK. Труба газопровода моделировалась стержневыми элементами. В месте выхода трубопровода на дневную поверхность зада валась скользящая заделка с фиксацией трех углов поворота вокруг коор динатных осей. В точках контакта трубопровода с неподвижной опорой задавались условия жесткого защемления. В точках контакта трубопровода с продольно-подвижными опорами учтена возможность его проскальзыва ния относительно опорного ригеля. При задании системы трубопровод свайные опоры была учтена несоосность оси трубопровода и опорного ри геля. В точках входа опорных свай в мерзлую толщу устанавливалось же сткое защемление. Массив талых пород основания в расчетную схему не включался. Результаты расчетов приведены в таблице.

Вид эпюры изгибающих моментов Mz для первого расчетного соче тания нагрузок приведен на рис. 3.

Максимальные значения перемещений и внутренних усилий трубопровода для расчетных сочетаний нагрузок Нагрузки Переме- Изгибающий Изгибающий Перерезы- Перерезы и воздей- щение V, момент My, момент Mz, вающая сила вающая сила ствия мм кНм кНм Vy, кН Vz, кН -47, РСН 1 0,955 18,9 0,406 10, РСН 2 30,6 0,909 18,9 0,404 9, -47,6 0,04 0,119 1,64 0, Температур турное воз действие* * Рассмотрено только температурное воздействие на систему в зимний период.

Рис. 3. Проекция на плоскость YZ эпюры изгибающий моментов Mz для РСН Проведенные расчеты показывают, что при переходе от зимнего к летнему периоду времени трубопровод начинает работать на растяжение, о чем свидетельствует смена знака у вектора перемещений. Изгибающие моменты My и Mz практически не меняются. Температурное воздействие дает решающий вклад в продольные перемещения трубопровода и практи чески не влияет на изгибающие моменты.

Незначительные значения изгибающих моментов свидетельствуют о том, что наибольший вклад в напряженное состояние стенок трубопровода вносит рабочее давление продукта. При выполнении расчетов на рабочее давление в соответствии со СНиП 2.05.06-85* «Магистральные трубопрово ды» получаются напряжения, соответствующие изгибаемым моментам 500 - 600 кНм.

Проведенное исследование позволяет сделать следующие выводы.

1. Модель трубопровода в виде стержневой системы позволяет адек ватно находить продольные перемещения трубопровода.

2. Для оценки напряжения в стенке трубопровода необходимо ис пользовать модель в виде тонкой оболочки.

СПИСОК ЛИТЕР АТУРЫ 1. Харионовский В.В. Надежность и ресурс конструкций газопроводов. М.: Недра.

2000.

2. Селезнев В.Е., Алешин В.В., Прямов С.Н. Основы численного моделирования магистральных трубопроводов М.: Издательская группа URSS (Editorial URSS). 2000.

.

3. Айнбиндер А.Б. Расчет магистральных и промысловых трубопроводов на проч ность и устойчивость. М.: Недра. 1991.

УДК 626/627.03.042.019. АНАЛИЗ И ОЦЕНКА РИСКА АВАРИЙ КОМПЛЕКСА ПРИЧАЛЬНЫХ ГИДРОТЕХНИЧЕСКИХ СООРУЖЕНИЙ ОБЪЕКТОВ НЕФТЕГАЗОДОБЫЧИ НА МОРСКОМ ШЕЛЬФЕ Е.Н. Беллендир1, Н.Я. Никитина2, O.M. Финагенов Целью настоящего исследования является обоснование допустимого риска аварий причальных гидротехнических сооружений (ГТС) объектов нефтегазодобычи на морском шельфе острова Сахалин, требуемое на ста дии их эксплуатации при разработке декларации безопасности, критериев безопасности и расчете вероятного вреда от аварий указанных ГТС. Анализ и оценка риска аварий ГТС выполнены с учетом сложнейших природных условий района Сахалинского шельфа и потенциальной опасности навала на причалы танкера-метановоза значительного дедвейта.

Анализируемые причальные ГТС, входящие в комплекс сооружений морского специализированного порта-завода по производству сжиженного природного газа - проект «Сахалин II» - включают:

Причал № 1 – для загрузки танкеров сжиженным природным газом (СПГ);

Причал № 2 – выносное причальное устройство (ВПУ) для загрузки нефтяных танкеров;

Причалы № 3 и №4 – для обслуживания малотоннажных судов порта.

Морская терраса района морского порта расположена на южном окончании межгорного понижения, уходящего и сужающегося к северо востоку от залива. Обрыв, обращенный к морскому побережью залива, ха рактеризуется многочисленными оползнями и подвержен активному воз действию моря во время больших приливов и штормов. Ровный песчаный пляж вдоль морского берега имеет среднюю ширину от 20 до 30 м.

Рельеф дна залива – ровный, за исключением некоторых специфиче ских форм рельефа, с равномерным уклоном к югу, а с глубины 30 м – к юго-востоку.

Природно-климатические условия района неблагоприятные, обу словлены различными термическими режимами омывающих морей и мор ских течений, а также горным рельефом большей части суши.

В течение года наблюдается два сезона (муссона): зимний сезон с ок тября до марта/апреля, когда доминируют холодные северные ветры, и Доктор техн. наук, генеральный директор Тел.: (812) 535-28-07, E-mail: uprav@vniig.ru Старший научн. сотр.

Тел.: (812) 535-26-46, E-mail: nika@dry.vniig.ru Доктор техн. наук, зав. отделом Тел.: (812) 535-56-15, E-mail: finagenov@ground.vniig.ru ОАО «ВНИИГ им. Б.Е.Веденеева», 195220, Санкт-Петербург, ул. Гжатская, д. летний сезон с мая/июня до сентября, с относительно теплыми ветрами, в большинстве случаев дующими с юга.

Климат типично морской, влажный, без сильных морозов и жары, характеризуется коротким летом и холодной продолжительной зимой.

Следует отметить высокую сейсмичность района расположения со оружений. Последние по времени разрушительные землетрясения были зарегистрированы в 1964 г. в Ногликском районе (8 баллов по шкале Рих тера), в 1971 г. на о. Монерон, в 1995 г. в районе поселка городского типа Нефтегорск (7,2 балла), 2 августа 2007 г. – в районе Невельска (6,8 балла).

Следует учитывать и уникальное рыбохозяйственное значение аква тории залива – рассматриваемый участок Сахалинского шельфа является одним из важнейших источников рыбных ресурсов России, поэтому необ ходимо максимально возможно уменьшить вредное воздействие на мор ские воды в процессе эксплуатации анализируемых ГТС.

Далее приведены только результаты анализа риска аварий ГТС При чала №1, поскольку детальный анализ риска аварий ГТС Причала №2 был представлен на Конференции и опубликован в материалах ISOPE-2008, а для причалов №№ 3 и 4 уже на стадии предварительного анализа опасно стей было установлено, что аварии ГТС серьезной опасности не представ ляют.

Анализ условий возникновения опасностей Причал №1 Морского специализированного порта предназначен для размещения комплекса производственного оборудования и вспомогатель ных систем верхнего строения причала и его защиты от воздействий волн и льда. В условиях сложных климатических условий и сейсмической опасно сти района должна быть обеспечена его сейсмостойкость при землетрясе ниях 9,0 баллов по шкале MSK-64. Причал №1 рассчитан на круглогодич ную эксплуатацию.

Выбор и обоснование основных сценариев аварий, возможных на ГТС Причала №1, выполнены путем идентификации опасностей, характер ных для анализируемых сооружений, условий их строительства и эксплуа тации, а также опасных природных и техногенных воздействий, возмож ных в акватории порта. Детальность анализа обеспечивается путем разра ботки максимально полного перечня опасных природных и техногенных воздействий, возможных в акватории порта и на территории Завода СПГ, с учетом декомпозиции ГТС на основные элементы, неполадки и повреждения в работе которых могут привести к авариям и чрезвычайным ситуациям.

К опасным природным воздействиям, способным инициировать по вреждения и неполадки в работе анализируемых гидротехнических соору жений, относятся:

сейсмическое воздействие: максимальное расчетное землетрясение повторяемостью один раз в 3 000 лет – 9 баллов по шкале MSK-64 (СНиП II-7-81*, 2000);

ледовое воздействие (расчетная ледовая нагрузка повторяемостью один раз в 100 лет);

волновое воздействие;

ветровое воздействие (скорость ветра в акватории порта часто пре вышает 17 м/с);

температурные воздействия (низкие температуры атмосферного воз духа зимой).

К опасным техногенным воздействиям на ГТС, возможным в аква тории порта относятся:

навал танкера-метановоза на причал при неблагоприятных метеоус ловиях и серьезном нарушении правил проводки судов в акватории порта;

проливы опасных веществ, взрывы и пожары в технологическом оборудовании Завода СПГ;

усталостное повреждение материалов конструкций элементов ГТС Причала №1.

Приведенные перечени представляют все множество опасных при родных и техногенных воздействий, способных инициировать поврежде ния и неполадки в работе ГТС Причала №1, так как иные природные опас ности (сели, оползни, карстообразование и т.д.) не характерны для этого района;

штормы, сейши, волны цунами, ливни и снегопады для причалов порта опасности не представляют, а все возможные техногенные воздейст вия, свойственные работе морских портовых сооружений, Завода СПГ и терминала отгрузки нефти, приведены выше.

Описание сценариев возникновения и развития аварий с учетом их вероятности Блок-схема анализа условий возникновения и развития аварий ГТС Причала №1 представлена на рисунке.

По результатам анализа условий возникновения и развития аварий, воз можных на Причале №1, сформулированы следующие основные сценарии:

Сценарий наиболее тяжелой аварии ГТС Причала №1 (сценарий А1) разрушение опор подъездной эстакады Причала №1 при максимальном сейсмическом воздействии, в результате чего ожидаются:

повреждения эстакады, загрузочной платформы, отбойных и шварто вых палов Причала №1;

нарушение герметичности участков технологических трубопроводов СПГ, проходящих по эстакаде Причала №1, что, в свою очередь, приведет к проливу и возгоранию массы СПГ (398,2 т) с образованием пожара про лива и термическим поражением персонала, находящегося на причале в момент аварии;

обрушение фрагментов конструкций поврежденных элементов ГТС эстакады, загрузочной платформы, отбойных и швартовых палов Причала №1 в акваторию порта, приводящее к взмучиванию воды в районе причала и отторжению части акватории порта;

прекращение работы Причала №1 на время, необходимое для восста новления поврежденных конструкций элементов причала и его технологи ческого оборудования.

Людские потери при развитии аварии по указанному сценарию воз можны среди персонала, обслуживающего причал. Население прилегаю щей к порту территории находится вне зоны аварийного поражения.

Имущественные потери будут выражаться в ущербе от разрушений элементов гидротехнических сооружений и простое Причала №1 на время, необходимое для ремонта.

Экологический ущерб от наиболее тяжелой аварии будет опреде ляться уровнем загрязнения атмосферного воздуха и морских вод при про ливе и пожаре СПГ, выброшенного из поврежденного технологического оборудования Причала №1, а также характером и объемом разру шенных конструкций ГТС причала, сброшенных в море при аварии.

Разрушения элементов Причала № Максималь ное земле Грунтовое трясение основание Опоры подъездной эстакады Максималь- Подпорная стенка ная ледовая берегоукрепления нагрузка в точке сопряжения “берег-причал” Опоры загрузочной платформы Навал метановоза Опоры отбойных и на отбойные швартовных палов палы А А Разрушение Разрушение пролетного отбойных палов строения и переходных подъездной мостиков эстакады Разгерметизация трубопроводов на эстакаде Пролив СПГ Пожар (398.2 тонны) пролива из разрушенных участков трубопроводов Рис. Блок-схема анализа условий возникновения и развития аварий ГТС Причала № Сценарий наиболее вероятной аварии ГТС Причала №1 (сценарий А2) - разрушение отбойных палов и переходных мостиков в результате навала метановоза на Причал №1.

Заметных разрушений остальных элементов гидротехнических со оружений и технологических линий Причала №1 при навале танкера метановоза не ожидается. Согласно правилам проводки судов в акватории порта, скорость их подхода к Причалу №1 не может превышать 2 узла (4 км/час), а в непосредственной близости от причала метановоз останав ливается. Кроме того, при усилении ветра до 17 м/с все работы по загрузке СПГ на танкер прекращаются и судно отводится буксирами на безопасное расстояние от причала. Следовательно, даже при резком изменении погод ных условий или нарушении персоналом условий проводки судов в аква тории порта навал метановоза будет происходить на незначительной ско рости, что гарантирует целостность всех элементов ГТС, за исключением отбойных палов и переходных мостиков.

Людские потери при наиболее вероятной аварии ГТС Причала №1 не ожидаются ввиду крайней незначительности скорости движения метаново за в указанной ситуации.

Имущественные потери будут связаны с ущербом от разрушения от бойных палов и переходных мостиков и стоимостью их восстановления.

Экологический ущерб при наиболее вероятной аварии будет крайне незначителен и связан с отторжением небольшой части акватории порта в результате обрушения конструкций отбойных палов и переходных мости ков Причала №1.

Справедливость выбора сценария наиболее тяжелой аварии ГТС Причала №1 подтверждается оценкой вероятного ущерба в этой ситуации, который ожидается заведомо большим, чем ущерб от остальных аварий Причала №1, так как только при развитии аварии по сценарию А1 может произойти разгерметизация технологических трубопроводов СПГ на подъ ездной эстакаде причала с последующим проливом СПГ и образованием пожара.

В остальных ситуациях трубопроводы СПГ в аварийный процесс не вовлекаются, пролива СПГ не ожидается, а вероятный ущерб будет связан в основном с отторжением части акватории порта.

Вероятный ущерб от разрушений конструкций элементов ГТС При чала №1 также будет максимальным при развитии аварии по сценарию А1, поскольку только в этом случае ожидаются частичные или полные разру шения практически всех элементов Причала №1, тогда как при развитии аварии по сценарию А2 возможно только разрушение отбойных палов и переходных мостиков причала.

Основные показатели для расчета ущерба от аварий ГТС Количественная оценка ущерба выполнена для сценария наиболее тяжелой аварии ГТС (аварии с наибольшим значением величины ожидае мого ущерба) и для сценария наиболее вероятной аварии ГТС. При этом в соответствии с российскими нормами не учтена упущенная выгода (стои мостное выражение убытков, вызванных остановкой производства и неис полнением договорных обязательств лицами, пострадавшими от ава рии ГТС, которые бы имели место при обычных условиях гражданского оборота).

Площадь зоны возможного аварийного воздействия от пролива СПГ При реализации сценария наиболее тяжелой аварии ГТС Причала № Морского специализированного порта в результате разрыва трубы одной из погрузочных линий произойдет утечка СПГ с его разливом по поверх ности воды. Технологические линии Причала №1 снабжены системой ава рийного останова погрузочных насосов перекачки СПГ, что сведет утечки к минимуму.

Масса основного опасного вещества, участвующего в аварийном процессе, принята в соответствии с ее максимальным количеством, нахо дящимся в технологическом оборудовании Причала №1, и составляет 398,2 т СПГ.

Характерный радиус зоны поражения в результате поверхностного разлива СПГ составляет от 340 до 840 м, среднее значение – 590 м. Соглас но экспертным оценкам, площадь возможного воздействия при произволь ной ориентации пролива СПГ при наиболее тяжелой аварии ГТС принима ется равной 1,74 км2.

Площадь отторжения морского дна В соответствии с конструктивными особенностями Причала № ожидается, что обрушившиеся в результате аварии элементы конструкций ГТС причала упадут на дно моря в непосредственной близости от причала.

Аварийное воздействие от одновременного частичного обрушения железобетонных элементов и металлических конструкций Причала №1 бу дет выражаться в отторжении части площади местообитания промысловых беспозвоночных. По результатам экспертных оценок (коэффициент 1, введен для учета возможного опрокидывания конструкций после падения на морское дно) площадь отторжения морского дна не выходит за общую протяженность причала и составит:

для сценария А1 – при обрушении двух пролетов эстакады длиной 78,5 и шириной 7,4 м одновременно с железобетонными элементами кон струкций Sжб Т = 1,22(78,57,4) 1 394 м2;

для сценария А2 – при обрушении двух пролетов переходных мости ков длиной 50,0+57,0 и шириной 1,2 м одновременно с железобетонными элементами конструкций Sжб В = 1,22(50,0+57,0) 1,2 308 м2.

Габариты зоны распространения взвешенных веществ В результате взмучивания донных осадков при обрушении конструк ций Причала №1 образуется облако взвеси, которое перемещается в на правлении и со скоростью, соответствующей скорости движения вод. В заливе Анива круглогодично наблюдается устойчивый антициклонический круговорот, скорость движения вод в котором возрастает от весны к осени с 18 – 20 до 26 – 28 см/с.

Направление расчетного течения – параллельно береговой линии.

Расчетная скорость течения повторяемостью 1 раз в 50 лет составляет на глубине 13 м – 0,62 м/с, на глубине 4 м – 0,48 м/с.

Глубина воды у причала равна 13,8 м. Скорость оседания частиц взвеси диаметром 1 мм составляет 10 см/с. Следовательно, расстояние от зоны обрушения частей конструкций до границы оседания частиц составит около 90 м. При этом площадь дна, покрываемая выпадающими в осадок взвешенными частицами, составит:

для сценария А1 – при аварийном обрушении двух пролетов эстака ды длиной 78,5 м Sдна Т = 90,0278,5 = 14130 м2;

для сценария А2 – при аварийном обрушении двух пролетов пере ходных мостиков длиной 50,0 и 57,0 м Sдна В = 90 (50,0 + 57,0) = 9630 м2.

Минимальная пороговая концентрация взвеси, при которой могут наблюдаться первые признаки неблагоприятных эффектов в виде снижения фотосинтеза водорослей и ухудшения фильтрационного питания беспозво ночных, составляет 10 мг/л.

Для расчета величины ущерба принята величина 50%-ного снижения продуктивности фитопланктона и ихтиопланктона при концентрациях взвеси от 20 до 100 мг/л;

для организмов зоопланктона – менее 20 мг/л.

Концентрация взвеси менее 5,53 мг/л уже не вызывает отрицательных по следствий. Для наиболее тяжелой и наиболее вероятной аварии ГТС При чала №1 расстояние до границы зоны с концентрацией 5,53 мг/л принято равным 90 м.

Объем воды, в котором распространяются взвешенные вещества, со ставит:

для сценария А WТ = 1413013,8 = 194994 195000 м3;

для сценария А WВ = 963013,8 = 132894 » 133000 м3.

Оценка величины возможного ущерба, нанесенного физическим и юридическим лицам в случае аварии ГТС Ущерб от сброса опасных веществ (отходов) в окружающую среду UDS определяется как сумма ущерба по компонентам природной среды:

UDS = Ua + Uw + Ub + UbRB, где Ua – ущерб атмосферному воздуху;

Uw – ущерб, нанесенный поверх ностным водам (водотокам, водоемам);

Ub – ущерб растительному, живот ному миру и прочим компонентам окружающей природной среды;

UbRB – ущерб причиненный видам, занесенным в Красную книгу Российской Фе дерации.

Ущерб, нанесенный атмосферному воздуху Ua При реализации сценария А1 – наиболее вероятной аварии ГТС При чала №1 – загрязнения атмосферного воздуха не ожидается.

Ущерб, нанесенный атмосферному воздуху в результате реализации сценария А2 – наиболее тяжелой аварии ГТС Причала №1, определяется исходя из массы загрязняющих веществ, поступающих в атмосферу при испарении аварийного выброса СПГ из разрушенного технологического оборудования, с учетом данных сравнительного объема выброса веществ при сжигании СПГ на факеле (табл. 1).

Результаты оценки ущерба атмосферному воздуху для сценария А приведены в табл. 2.

Ущерб, нанесенный поверхностным водам Uw, определяется исходя из массы загрязняющих веществ, сброшенных в море при авариях ГТС Причала №1.

Величина аварийного сброса железобетонных элементов конструк ций Причала №1, определенная с учетом их геометрических размеров и вероятного процента обрушения, составит: железобетонные конструкции для сценария А1 – 820 т, для сценария А2 – 24 т;

металлические конструк ции- для сценария А1 – 307 т, для сценария А2 – 29 т.

Таблица Масса загрязняющих веществ, поступающих в атмосферу при сгорании аварийного выброса СПГ из разрушенного технологического оборудования Наименование Величина годового выброса, Величина аварийного вещества т/год выброса, т СO2 7543 113, NO2 4,44 0, CH4 26570,543 398, сажа нет SO2 0, Таблица Результаты расчета ущерба атмосферному воздуху для сценария А Плата Величина Нормативы Коэффици за выброс, Название вещества аварийного платы, ент к норма руб.

выброса, т руб./т тивам платы Метан 398,2 250 1,15 114 Азота диоксид 0,07 260 1,4 Углерода окись 113,04 3,0 1,4 Итого 115 С учетом повышающих коэффициентов: экологической ситуации - 2 и ин дексации платы за сверхлимитное загрязнение окружающей среды - Всего 1 150 Элементы конструкций Причала №1, сбрасываемые в морские воды при авариях ГТС, относятся к IV классу опасности (малоопасные отходы).

Стоимость их размещения в пределах установленных лимитов размещения отходов составляет 248,4 руб. за одну тонну.

Результаты расчета ущерба поверхностным водам при реализации аварий ГТС Причала №1 приведены в табл. 3 и 4.

Ущерб, нанесенный растительному, животному миру и прочим компонентам окружающей природной среды Ub Данная составляющая ущерба включает в себя потери от снижения биопродуктивности водного объекта и уничтожения водных биологиче ских ресурсов в пересчете на ущерб рыбным запасам. К основным факто рам воздействия на гидробионтов, учитываемым при расчете ущерба рыб ным запасам при авариях ГТС Причала №1, относятся:

потери рыбных запасов вследствие потерь продукции фитопланкто на, зоопланктона и бентоса;

потери запасов промысловых видов ихтиофауны вследствие гибели их потомства – икры, личинок и ранней молоди рыб – при воздействии опасных концентраций взвеси;

потери промысловых биоресурсов вследствие полной или временной потери рыбопродуктивности участка водоема (при отторжении участков нагула или создании препятствий на пути миграций проходных рыб и т.д.).

Таблица Результаты расчета ущерба поверхностным водам от сброса опасных материалов при реализации наиболее вероятной аварии ГТС Величина ава- Нормативы Коэффициент Плата Название рийного сброса, платы, к нормативам за сброс, т руб./т платы руб.

Железобетонные 24 8 конструкции 248,4 1, Металические конст 29 10 рукции Итого 18 С учетом коэффициента экологическойситуации - 2 и коэффициента индекса ции платы за сверхлимитное загрязнение окружающей среды - Всего 184 Таблица Результаты расчета ущерба поверхностным водам от сброса опасных материалов при реализации наиболее тяжелой аварии ГТС Плата Величина Нормативы Коэффициент за сброс, Название аварийного платы, к нормативам руб.

сброса, т руб./т платы Железобетонные 820 285 конструкции 248,4 1, Металлические 307 106 конструкции Итого 391 С учетом коэффициента экологическойситуации - 2 и коэффициента индек сации платы за сверхлимитное загрязнение окружающей среды - Всего 3 912 Суммарная величина ущерба водным биоресурсам от потерь кормо вой базы вместе с потерями от гибели потомства рыб в натуральном выра жении приведена в табл. 5.

Ущерб, причиненный видам, занесенным в Красную книгу Российской Федерации UbRB Наиболее вероятная авария ГТС Причала №1 – сценарий А2 – не приводит к ущербу видам, занесенным в Красную книгу Российской Феде рации.

Сведения о величине ущерба, причиненного уничтожением морских млекопитающих, в том числе занесенных в Красную книгу Российской Фе дерации, при наиболее тяжелой аварии Причала №1 – сценарий А1, приве дены в табл. 6.

Таблица Величина ущерба водным биоресурсам при реализации наиболее тяжелой и наиболее вероятной аварий ГТС Суммарная величина ущерба водным биоресурсам, кг Составляющая ущерба наиболее наиболее вероятная авария тяжелая авария Ущерб рыбным запасам вследствие по- 61,23 109, терь продукции фитопланктона, зоо планктона и бентоса Потери запасов промысловых видов 65,4 99, ихтиофауны вследствие частичной ги бели их потомства – икры, личинок и ранней молоди рыб Ущерб промысловым беспозвоночным 0,37 1, вследствие временной потери рыбопро дуктивности участка водоема Ущерб промысловым биоресурсам вследствие полной или временной поте ри рыбопродуктивности участка водо ема, в том числе:

ущерб придонным рыбам-бентофагам 80,15 132, ущерб пелагическим видам рыб 28,33 46, потери запасов лососей 121,7 178, Всего: 357,18 568, Итого, тонны: 0,36 0, Итого, руб. 27 930 44 Количественная оценка вероятности аварий ГТС Разрушения элементов Причала №1, ожидаемые при развитии аварии по представленному выше сценарию наиболее тяжелой аварии, возможны только при максимальном сейсмическом воздействии, среднегодовая час тота которого составляет величину 3,3310-4 1/год (землетрясение повто ряемостью 1 раз в 3 000 лет).

В табл. 7 приведены вероятности разрушения элементов Причала № при максимальных расчетных природных воздействиях. С учетом этих значений получена вероятность (среднегодовая частота) реализации наи более тяжелой аварии ГТС Причала №1:

РА1 = 3,3310-41,010-4 = 3,3310-8 1/год.

Вероятность (среднегодовая частота) реализации сценария наиболее вероятной аварии ГТС Причала №1 определяется как вероятность нештат ного навала танкера - метановоза на причал при неблагоприятных метео рологических условиях либо в результате нарушения правил проводки су дов в акватории порта. По данным статистики данная величина составляет РА2 = 4,9910-6 1/год.

Таблица Ущерб, причиненный уничтожением морских млекопитающих при реализации наиболее тяжелой аварии ГТС Такса Количество экземп Водные биологические Величина за 1 экз., ляров в зоне аварий ресурсы ущерба, руб.

руб. ного воздействия, шт Ластоногие Phoca hispida 2 500 2 5 Phoca largha 3 340 5 16 Callorhinus ursinus 13 000 2 26 Китообразные Balaenoptera acutoro- - 50 strata, - Orcinus orca 50 Berardius bairdii 50 000 2 100 Lagenorhynchus obli- 2 000 7 14 quidens Delphinus delphis, 2 000 3 6 - Tursiops truncatus 50 - Kogia breviseps 50 Морские млекопитающие, занесенные в Красную книгу Российской Феде рации - Balaenoptera physalus 209 - Balaenoptera borealis 209 - Ziphius cavirostris 83 Phocoenoides dalli 8 350 2 16 - Eumetopias jubatus 10 Всего: 184 Для проверки полученных результатов выполнена оценка среднего довой частоты реализации достаточно опасного возможного сценария ава рии ГТС Причала №1 – частичного разрушения конструкций элементов причала при максимальной ледовой нагрузке. При этом ожидается разгер метизация участков трубопроводов отгрузки СПГ, проходящих по подъ ездной эстакаде, пролив и возгорание СПГ с образованием пожара.

Среднегодовая частота максимальной ледовой нагрузки, способной привести к разрушению одного из элементов Причала №1, составляет ве личину 1,010-2 1/год - ледовая нагрузка повторяемостью 1 раз в 100 лет [3]. С учетом данных табл. 7, среднегодовая частота реализации указанного опасного сценария аварии составит:

Рлед = 1,010-21,010-5 = 1,010-7 1/год.

Таким образом, вероятность реализации указанного сценария в 3 раза выше Р А1, но в 50 раз меньше Р А2. Последствия аварии в данной ситуации будут также несколько меньше, чем при максимальном сейсмическом воз действии – при ледовой нагрузке ожидаются только частичные разрушения элементов Причала №1.

Таблица Вероятности разрушения элементов ГТС Причала № (стадия эксплуатации) Вероятность разрушения Вероятность разруше Элементы ГТС Причала №1 при сейсмическом ния при ледовом воздействии воздействии 110-3 110- Отбойные и швартовые палы и переходные мос тики 110-3 110- Опоры подъездной эстакады 110-4 110- Бетонная стенка берего укрепления в точке со пряжения берег - причал 110-3 110- Опоры загрузочной платформы 110-4 110- Грунтовое основание Полученный результат подтверждает справедливость выбора сцена риев наиболее тяжелой и наиболее вероятной аварий, возможных на ГТС Причала №1.

Допускаемое нормами СНиП 33-01-2003 (2004) значение риска ава рий для ГТС I класса равно 510-5 1/год, что на три порядка больше полу ченного значения среднегодовой частоты реализации наиболее тяжелой аварии и на порядок больше полученного значения среднегодовой частоты реализации наиболее вероятной аварии ГТС Причала № 1. Следовательно, риск аварий ГТС Причала № 1 может быть признан приемлемым.

Выводы Наиболее опасными, то есть имеющими высокие степени риска, яв ляются сценарии наиболее тяжелой и наиболее вероятной аварий ГТС Причала №1. Развитие аварийного процесса по указанным сценариям мо жет привести как к гибели причала, так и к частичному или полному раз рушению отдельных элементов ГТС.

Ожидаемая среднегодовая частота реализации наиболее вероятной аварии ГТС составляет РА2 = 4,9910-6 1/год, наиболее тяжелой аварии - РА1 = 3,3310-8 1/год, что соответствует границе допустимого риска для сооружения I класса, равной 5,010-5 1/год.

Величина полного ущерба от наиболее вероятной аварии ГТС При чала №1 составила 276030 руб., от наиболее тяжелой аварии - 36 руб. Наиболее вероятная авария ГТС Причала №1, с учетом количества пострадавших человек относится к муниципальной чрезвычайной ситуа ции, наиболее тяжелая авария - к региональной чрезвычайной ситуации.

Риск возникновения аварий ГТС является приемлемым, уровень безопасности - нормальным.

СПИСОК ЛИТЕР АТУРЫ 1. СНиП 33-01-2003 (2004). Гидротехнические сооружения Основные положения /.

М.: Госстрой России. 2004.

2. СНиП II-7-81* (2000). Строительство в сейсмических районах / М.: Госстрой России. 2000.

3. СТУ (2000). Ледовые нагрузки и воздействия на опоры отгрузочного причала за вода сжиженного газа в заливе Анива / Минэнерго РФ. 2000.

УДК 624.15. ИССЛЕДОВАНИЯ ПРОЧНОСТИ И ДЕФОРМАЦИЙ ФУНДАМЕНТА ПАРОТУРБИННОЙ УСТАНОВКИ МОЩНОСТЬЮ 25 МВт ВОРОНЕЖСКОЙ ГРЭС C.Г. Агалаков1, О.А. Турчина2, Б.В. Цейтлин3, Д.В. Щерба Работа посвящена расчетным исследованиям напряженно-дефор мированного состояния фундамента паротурбинной установки ПТ25 3,4/1,0/0,12 и оценке его прочности при действии статических и динамиче ских нагрузок. Указанные исследования выполнялись в соответствии с нормативными документами [1 - 9]. Данные, касающиеся конструктивных решений фундамента, механических характеристик грунтов основания, а также данные о приложенных к фундаменту эксплуатационных и аварий ных нагрузках от турбоагрегата, были приняты в соответствии с заданием ОАО «Калужский турбинный завод» (КТЗ) на проектирование фундамента турбоустановки ПТ25/34-3,4/1,2 и полученными от ЗАО «Энергокаскад»

чертежами и результатами инженерно-геологических изысканий.

1. Конструктивные решения турбоустановки и требования, предъ являемые к фундаменту. Паротурбинная установка ПТ25-3,4/1,0/0,12 состо ит из турбины ПТ25/34-3,4/1,2 и генератора Т-32-2УЗ. Масса турбины – 62200 кг, масса генератора с возбудителем – 56000кг;

номинальная частота вращения ротора турбины в эксплуатационном режиме – 50 Гц (3000 об/мин).

Критические частоты вращения ротора турбогенератора – 20,97 Гц (1258 об/мин), 28,70 Гц (1722 об/мин) и 56,30 Гц (3378 об/мин). Требования, предъявляемые к определяемым расчетом характеристикам, приведены в за дании ОАО «КТЗ». Среди указанных требований отметим:

1. Резонансные частоты фундамента должны быть отстроены от при веденных выше критических частот вращения ротора турбогенератора, а также от оборотной и двойной оборотной частот 50 и 100 Гц соответствен но.

2. Амплитуда эксплуатационных колебаний фундамента в горизон тальном направлении не должна превышать 10 мкм.

Следует отметить, что в связи с плотностью спектра собственных частот фундаментов под турбоагрегаты [11] выполнение требований от стройки резонансных частот от критических частот ротора, а также обо ротной и двойной оборотной частот не представляется возможным. Вместо этого предлагается [8, 9] накладывать ограничения на амплитуды вибро Начальник строительного отдела Тел./факс: (495) 741-70-34, E-mail: sagalakov@energokaskad.com ЗАО «Энергокаскад». 105005 Москва, наб. Академика Туполева, 15, корп. Научн. сотр.

Тел.: (812) 535-53-70, E-mail: turchina@inbox.ru Канд. техн. наук, доцент, ведущий научн. сотр.

Тел.: (812) 535-88-74, E-mail: tseitlinbv@mail.ru Инженер Тел.: (812) 535-88-48, E-mail: schdv_2162@mail.ru ОАО «ВНИИГ им. Б.Е.Веденеева», 195220, Санкт-Петербург, ул. Гжатская перемещений и коэффициенты динамической податливости в узлах фун дамента для диапазона частот 47 – 55 Гц. Кроме этого, накладываются ог раничения и на деформации фундамента [8,9]. В частности, относительный прогиб нижней плиты фундамента (отношение стрелы прогиба к длине плиты) за межремонтный период при длине турбоагрегата в осях крайних подшипников не более 40 м не должен превышать 0,0001. Нормируют и допустимые статические деформации кручения ригелей поперечных рам, вызванные тепловыми перемещениями турбины и деформациями трубо проводов. Соответствующие допустимые перемещения должны быть ука заны в задании на проектирование, но не должны быть менее 0,2 мм/м.

Общий вид фундамента и его основные размеры (без подливок и на бетонок) приведены на рис. 1. На рисунке поперечный ригель под перед ний подшипник турбины – слева, а поперечный ригель под задний под шипник генератора – справа. Фундамент, за исключением поперечного ри геля для крепления задней шпонки турбины, выполнен из монолитного же лезобетона класса B25. Указанный ригель состоит из двух швеллеров 20У ГОСТ 8240-97, выполненных из стали С245 (ГОСТ 27772-88*). Швеллеры заполнены бетоном B25. Перед заливкой бетоном указанные металлокон струкции связывают с основной арматурой фундамента. Для бетона B значения статического и динамического модулей Юнга составляют 30000 и 36000 МПа соответственно, значение коэффициента Пуассона – 0,20, зна чение плотности = 2500 кг/м3. Модуль продольной деформации арматур ной стали AIII ES = 200000 МПа;

коэффициент поперечной деформации = 0,3;

коэффициент линейного расширения aТ = 0,1210-4, значения расчетно го предела прочности на растяжение и сжатие: RS = RSC = 365 МПа.

Рис. 1. Общий вид фундамента паротурбинной установки ПТ25/34-3,4/1, Непосредственно под подошвой фундамента расположены три слоя грунта. Первый слой - песчаный толщиной 3,2 м. Механические характе ристики грунта: модуль деформации 4600,0 т/м2, коэффициент Пуассона 0,350, удельный вес грунта 1,860 т/м3. Второй слой – пылевато-глинистый толщиной 0,5 м;

модуль деформации 1200,0 т/м2, коэффициент Пуассона 0,4. Третий слой – песчаный, толщиной 15,0 м;

модуль деформации слоя 4600,0 т/м2, коэффициент Пуассона 0,350, удельный вес грунта 1,860 т/м3.

2. Нагрузки и расчетные сочетания. В соответствии с [1,3,8,9] должны быть выполнены расчеты запроектированной конструкции желе зобетонного фундамента под турбоагрегат по несущей способности (пре дельные состояния первой группы), по деформациям, на колебания и на трещиностойкость (предельные состояния второй группы). Расчеты по прочности, деформациям и трещиностойкости должны выполняться в со ответствии с [4, 5]. На выносливость конструкции железобетонных фунда ментов под турбоагрегаты, как правило, не рассчитываются [9]. Обеспече ние условий, не допускающих возникновения усталостного разрушения, достигают расчетом несущей способности, в котором входящие в расчет ные сочетания усилия от многократно повторяющихся динамических на грузок увеличивают путем деления на коэффициент условий работы gs = 0,5 [9]. Расчетные сочетания нагрузок приведены в табл. 1. При их формировании в соответствии с [1,3,8,9] используют приведенные ниже нагрузки и воздействия и их комбинации.

Таблица Расчетные сочетания нагрузок № Расчетные Категория сочетания Состав сочетания сочетания условия и тип расчета нагрузок 1 G Эксплуатация тур- Основное. Расчеты боагрегата деформаций G ± TF 2, G + PГИ + PМ 4 Монтаж и испыта- Основное. Расчет ния турбоагрегата прочности G ± TF ± PД1 + VC 5–8 Эксплуатация тур- Основное. Расчет боагрегата трещиностойкости G ± TF ± PД 2 + VC 9 – 12 То же Основное. Расчет прочности при мно гократном повторном нагружении G ± PД 3 + VC 13, 14 Авария на турбине Особое. Расчет проч (вылет лопаток) ности 15 – 18 Авария на генерато- Особое. Расчет проч- G ± 0,95PД 2 ± M КЗ + VС ре (короткое замы- ности кание) 2.1. Комбинация постоянных и временных длительных нагрузок, включающая собственный вес конструкций фундамента и оборудования, вес и давление грунтов, вес подливок и набетонок под оборудование вес, изоляции под оборудование и вес воды, заполняющей конденсатор ( G ).

В соответствии с [3,9] при выполнении расчетов на прочность и ус тойчивость учитывают следующие значения коэффициентов надежности по нагрузке gf для веса металлических конструкций и стационарного обо рудования gf = 1,05;

для веса бетонных конструкций и грунтов в природ ном залегании gf =1,1;

для веса насыпных грунтов gf =1,15;

для веса запол няющей жидкости gf = 1,0. При выполнении расчетов по деформациям gf = 1,0. Комбинация нагрузок G используется как при расчете осадок, так и при формировании расчетных сочетаний нагрузок (c использованием приведенных значений коэффициентов g f ).

2.2. Нагрузки на фундамент, обусловленные тепловыми деформа циями корпусов турбины и трубопроводов (ТF). могут быть представлены в виде суммы двух составляющих, обусловленных тепловыми деформация ми трубопроводов (ТF,P) и тепловыми деформациями турбины (ТF,T) TF = TF, P + TF,T. (1) В задании «КТЗ» дана схема нагрузок, обусловленных взаимодейст вием с трубопроводами (ТF,Р).Нагрузки ТF,T вызваны силами трения при тепловых деформациях турбины и возникают при скольжении корпусов турбоагрегата по опорным фундаментным рамам. Величины сил трения определяют как произведения сил нормального давления на коэффициент трения, величина которого принята f = 0,3 согласно заданию КТЗ. Силы трения уравновешиваются силами противоположного направления, дейст вующими на анкерные шпонки фикспункта. Если нагрузки ТF,T входят в какое-либо сочетание нагрузок, то и уравновешивающие их нагрузки должны учитываться в том же сочетании.

Нагрузки ТF имеют различное направление при охлаждении и нагре вании корпусов турбины и трубопроводов. Поэтому рассматривают по два варианта расчетных сочетаний нагрузок, куда TF. входит с различными знаками: + ТF и -ТF соответственно. Для определения расчетных значений нагрузки ТF при выполнении расчетов на прочность, устойчивость и по деформациям используют значение g f = 1,05, а при выполнении расчетов по раскрытию трещин – значение g f =1,0 [9].

2.3. Наибольшие нагрузки на шпонки (ТG) задает завод – изготовитель турбины как результат максимально возможного перемещения корпусов турбины при различных внешних воздействиях. Учитывают TG в сочетани ях нагрузок с коэффициентом надежности по нагрузке g f = 1,2.

2.4. Нагрузка от тяги вакуума в конденсаторе ( VC ). Турбина выпол нена с эластичным присоединением выхлопа турбины к конденсатору и жестким опиранием конденсатора на фундамент. При такой конструкции выхлопа турбины разница между атмосферным давлением и давлением вакуума в конденсаторе приводит к возникновению сил, действующих на турбину и опоры конденсатора. От турбины через опорные фундаментные рамы эти силы передаются на фундамент. Нормативную нагрузку на фун дамент турбомашины от тяги вакуума в конденсаторе Fn,vac при гибком присоединении выхлопа турбины к конденсатору определяют по заданию на проектирование или по формуле (41) [1]. Нагрузку от тяги вакуума в конденсаторе учитывают в сочетаниях нагрузок как длительную статиче скую с коэффициентом надежности по нагрузке g f = 1,2.

2.5. Динамические нагрузки, обусловленные эксплуатационным и аварийным небалансами валопровода. Эксплуатационные и аварийные ди намические нагрузки рассматривают как гармонические нагрузки, вызван ные равномерным вращением несбалансированного валопровода [8,9].

Если m – приходящаяся на опору масса, e - эксцентриситет, а w - частота вращения [рад/с], то амплитуду динамической нагрузки на опору опреде ляют по выражению:

P = mew2. (2) Вертикальная и горизонтальная нагрузки на опору представляют со бой гармонически изменяющиеся с частотой w нагрузки амплитудой P, фазы которых отличаются на p/2. Обычно нормируют нагрузку на рабочих оборотах. При этом в нормативных документах [8,9] обычно указывают не нормативную величину эксцентриситета e, а долю, которую составляет на грузка от приходящегося на опору веса валопровода R = mg, где g = 9,8 м/с2 - ускорение свободного падения.

При выполнении расчетов фундаментов турбоагрегатов учитывают три категории динамических нагрузок: PД1 - нагрузка, соответствующая нормальной эксплуатации турбоагрегата;

PД 2 - нагрузка, соответствующая максимальной неуравновешенности при эксплуатации турбоагрегата;

PД 3 нагрузка, соответствующая максимальной неуравновешенности в аварийных условиях (вылет лопатки турбины) [9].


Нормативное значение эксплуатационной нагрузки PД1 принимают согласно заданию завода-изготовителя, а при отсутствии указанных нагру зок в задании – в соответствии с [9,10] PДН = 0,15 R, (3) где R – приходящийся на опору вес валопровода.

Полученное по (3) значение соответствует эксцентриситету e = = 0,15 g/(314)2 м = 0,015 мм. В задании КТЗ приведено несколько меньшее значение: e = 0,01 мм. При вычислении нормативных динамических нагру зок PДН использовали выражение (2) и заданное КТЗ значение эксцентри ситета e = 0,01 мм.

Соответствующую нормальной эксплуатации турбоагрегата нагрузку используют при расчете виброперемещений и при расчете раскрытия тре щин. При расчете виброперемещений в качестве расчетной нагрузки прини мают значение, соответствующее gf = 1,0, при выполнении расчетов на рас крытие трещин gf = 2,0 [8,9].

Нагрузку, соответствующую максимальной неуравновешенности при эксплуатации турбоагрегата, используют как в основном сочетании, свя занном с оценкой прочности при многократно повторяющихся нагрузках, так и в особом сочетании, связанном с оценкой прочности при аварии на генераторе (см. табл. 1). При построении PД 2 используют g f = 5,0 в сочета нии со значением коэффициента условий работы g s = 0,5 [1,9] в первом случае и g s = 1,0 - во втором.

Нормативное значение аварийной динамической нагрузки PДН также принимают согласно заданию завода-изготовителя, а при отсутствии ука занных нагрузок в задании – в соответствии с [9] PДН = 1,5 R, (4) где R - приходящийся на опору вес валопровода.

В задании КТЗ указано, что при вычислении аварийных динамиче ских нагрузок следует использовать значение эксцентриситета e = 0,2 мм, а частоты – 56 Гц. Это приводит к величине нормативных динамических нагрузок в аварийном режиме PДН = 2,524 R, (5) что существенно превосходит определяемое согласно [9] значение. В даль нейшем при выполнении расчетов используют значения динамических на грузок, которые находят по зависимости (5).

Нагрузку, соответствующую максимальной неуравновешенности в аварийных условиях, используют в особом сочетании, связанном с оценкой прочности при действии аварийных нагрузок при вылете лопаток турбины.

Нагрузку PД 3 учитывают с использованием коэффициента надежности по нагрузке gf = 1,0 в сочетании со значением коэффициента условий работы gs = 1,0 [9]. Согласно [1] допускается заменить динамический расчет на дей ствие нагрузок PД1, PД 2, PД 3 статическим на действие нагрузок, сформи рованных с использованием приведенных в [1] коэффициентов динамич ности (в данном случае 5 – для вертикальных нагрузок).

В соответствии с [1] вертикальную и горизонтальную динамические нагрузки учитывают раздельно. Однако на практике влияние указанных нагрузок часто учитывают одновременно. Это происходит по следующим причинам: во-первых, будучи составляющими полной динамической на грузки, вертикальная и горизонтальная нагрузки всегда приложены одно временно;

во-вторых, одновременный учет вертикальной и горизонтальной нагрузок всегда идет в запас;

в-третьих, раздельный учет вертикальной и горизонтальной динамических нагрузок приводит к существенному увели чению количества расчетных сочетаний.

2.6. Дополнительные весовые нагрузки PГИ и PМ. Нагрузка PГИ включает дополнительный вес воды при гидроиспытаниях турбины. Вели чина указанной нагрузки приведена в задании КТЗ. Суммарная монтажная нагрузка PМ включает равномерно распределенные монтажные нагрузки и нагрузки от монтажных кранов. Указанные нагрузки учитывают со значе ниями g f, которые принимают в соответствии с табл. 1 [3]. Нагрузки PГИ и PМ используют в основном сочетании, соответствующем монтажу и гид роиспытаниям турбоагрегата [9].

2.7. Нагрузки при коротком замыкании ( M КЗ ). Электромагнитный момент на бочке генератора при внезапном коротком замыкании в его цепи принят в соответствии с заданием завода-изготовителя генератора и со ставляет 1247 кНм. В дальнейшем предполагают, что действующий на фундамент момент распределяется между опорами пропорционально про тяженности соответствующих опорных площадок. Действие указанного распределенного момента заменяют действием приложенных к опорным площадкам распределенных вертикальных нагрузок. Указанные нагрузки учитывают с использованием коэффициента надежности по нагрузке gf = 1,0 и коэффициента динамичности h = 2,0 [1,9].

3. Исследование напряженно-деформированного состояния фун дамента. Расчеты перемещений, деформаций и напряжений в системе фундамент–грунтовое основание выполняли с использованием комплекса программ ANSYS 11 по пространственной расчетной схеме. При этом рас сматривали железобетонную конструкцию фундамента турбоустановки ПТ25/34-3,4/1,2, расположенную на слое грунта толщиной 14,6 м (рис.2).

Толщина рассматриваемого слоя грунта значительно превосходит величи ну сжимаемой толщи (Hc = 8,3 м). Был применен метод конечных элемен тов (МКЭ). При выполнении дискретизации как трехмерных элементов пространственной железобетонной конструкции фундамента, так и области грунта, использовали 20-узловые объемные элементы SOLID 95. При дис кретизации балочных элементов (поперечный ригель для крепления задней шпонки турбины и учтенные при формировании расчетной схемы элемен ты трубопровода) использовали 3-узловые балочные элементы BEAM 189.

Для моделирования присоединенных масс турбоагрегата и приложения распределенных поверхностных нагрузок использовали 8-узловые элемен ты SURF 154. Конечноэлементная расчетная модель включает 29426 эле ментов, из них 29322 20-узловых объемных элементов SOLID 95;

29 3-узловых балочных элементов BEAM 189 и 75 8-узловых элементов SURF 154. Общее количество узлов – 170144, степеней свободы – 510432. При этом области основания соответствует 23808 элементов, 103337 узлов и 310011 степеней свободы, а области собственно фундамента - 5618 эле ментов, 30379 узлов и 91137 степеней свободы.

Рис. 2. Конечноэлементная расчетная схема фундамента и примыкающей области основания Использование процедуры формирования ансамбля МКЭ [10] позво ляет свести задачу определения статических перемещений к решению сис темы линейных алгебраических уравнений относительно вектора узловых перемещений u:

Ku = F, (6) где K – симметричная матрица жесткости конструкции;

F – вектор столбец дискретизованных нагрузок.

После определения узловых перемещений u использование соотно шений МКЭ позволяет определить деформации, напряжения и усилия в элементах фундамента [10].

С помощью комплекса программ ANSYS 11 были выполнены расче ты и сформированы файлы, содержащие информацию о напряженно деформированном состоянии фундамента при действии перечисленных в п. 2 нагрузок, что позволило определить напряженно-деформированное состояние фундаментов для указанных в табл. 1 основных и особых соче таний. Некоторые результаты расчета напряженного состояния фундамента для сочетания нагрузок № 13 (особое сочетание, связанное с аварийным режимом вылета лопаток турбины) приведены на рис. 3. Для колонн, про дольных балок и поперечных ригелей верхнего ростверка напряжение sl нормальное напряжение вдоль осей указанных балок;

для нижней фунда ментной плиты напряжение sl - нормальное напряжение sx вдоль про дольной оси фундамента OX.

Рис. 3. Фундамент паротурбинной установки.

Приложено сочетание нагрузок № 13: G +РД3 + Vc (особое). Напряжение sl 4. Расчет эксплуатационных колебаний. Для расчета вынужден ных гармонических колебаний был применен метод, основанный на разло жении перемещений по формам собственных колебаний упругой системы без трения. Использованы уравнения МКЭ в перемещениях [10]:

Mu + Bu + Ku = F (t ), && & (7) где М, В, K - матрицы масс, демпфирования и жесткости соответственно;

F - дискретизованный вектор сил.

Если рассматривать колебания под действием гармонической внеш ней нагрузки F (t ) = Re{F * exp(iwt )}, (8) то и отвечающие режиму установившихся вынужденных колебаний пере мещения изменяются во времени по гармоническому закону u (t ) = Re{u * exp (iwt )}, (9) где F * = Fr + iFm - вектор комплексных амплитуд внешних сил;

u * = u r + ium вектор комплексных амплитуд узловых перемещений;

Fr, Fm, ur и um – векторы действительных и мнимых частей векторов F* и u*;

– частота колебаний, i = -1.

После подстановки формул (8) и (9) в (7) уравнения движения при нимают форму матричных выражений, связывающих векторы комплекс ных амплитуд узловых перемещений u* и внешних сил F* соответственно.

Указанные соотношения записывают либо в форме соотношений динами ческих жесткостей [12,13] K * (w) u * = F *, (10) либо в форме соотношений динамических податливостей G * (w) F * = u *. (11) Здесь K * (w) и G * (w) - в общем случае комплексные матрицы динамиче ских жесткостей и податливостей, зависящие от частоты, соответственно, K * (w) = K r (w) + iK m (w) = K - w2 M + iwB, (12) G * (w) = ( K * (w))-1. (13) Решение (7), (10) разыскивают в виде разложения по формам собст венных колебаний системы без трения u = Fp. (14) Матрицу F = (j1, j 2, j3,..., jn ), столбцами которой являются формы собст венных колебаний, определяются в результате решения частичной пробле мы собственных значений KF = MFW. (15) В (14), (15) W - диагональная матрица квадратов собственных час тот: W = diag {w2 }, p = ( p1, p2, p3,..., pn ) - вектор обобщенных перемеще i ний, называемых модальными переменными. После замены переменных (14) соотношения (10) принимают вид k * (w) p * = f *. (16) При этом k * (w) = k - w2 m + iw b, m = FT MF, b = F T BF, k = F T KF, f * = F T F * ;

k и m - диагональные матрицы обобщенных жесткостей и масс, отвечающих формам собственных колебаний: k = diag{k i }, m = diag{mi }, ki = mi w2. Формы собственных колебаний определяют с i точностью до постоянного множителя. Обычно в качестве условия норми ровки форм собственных колебаний используют: mi = 1. Тогда ki = w2, и i формы собственных колебаний удовлетворяют условиям: F T KF = W, F T MF = I, где I – единичная матрица. Предполагают, что каждая из под структур является системой с пропорциональным демпфированием. По этому матрица b - диагональная и может быть записана в форме:


b = 2W1/ 2 X, где X = diag{xi } - диагональная матрица модальных коэффи циентов относительного демпфирования. Поэтому матрица k * (w ) - диаго нальная и может быть записана в форме k * (w) = W - w2 I + 2iwW1 / 2 X. (17) Если внутреннее трение в материале конструкции учитывать с ис пользованием комплексных модулей упругости и для всех элементов кон струкции тангенс угла потерь h (w) одинаков, то k * (w) = W (1 + i h) - w 2 I. (18) Если имеют место оба механизма затухания, то k * (w) = W - w 2 I + i [ 2wW1 / 2 X + Wh (w)]. (19) Использование формул (11), (14) - (18) позволяет построить соотно шения, выражающие матрицы динамических податливостей через модаль ные характеристики [12,13] G * (w) = F ( k * (w)) -1 F T, (20) где k * (w) определяют согласно (17), (18) или (19), в зависимости от модели демпфирования.

После формирования G * (w) вектор комплексных амплитуд узловых перемещений определяют согласно (11).

Частоты и формы собственных колебаний фундамента находят с ис пользованием комплекса программ ANSYS 11. Построение предназначен ной для выполнения расчетов эксплуатационных колебаний конечноэле ментной модели системы фундамент - грунтовое основание выполняли с использованием модели, предназначенной для статического расчета (см. п. 3).

При этом в качестве упругих характеристик бетона фундамента использовали соответствующие динамические значения. Инерционные характеристики тур боагрегата моделировали массами, распределенными по опорным поверх ностям. Из расчетной схемы были удалены элементы и узлы области осно вания, а узлы расчетной схемы фундамента, которые контактировали с от брошенными элементами области грунта, были упруго закреплены. При этом жесткости основания распределялись пропорционально соответст вующим указанным узлам площадям поверхностей контактных граней элементов.

Характеристики упругости и демпфирования естественного основа ния фундамента определяли с использованием соотношений (4) – (17) (из раздела 1 [1]). Полученные значения: Kz = 5,932106 кН/м;

Kx = 4, кН/м;

K = 4,707107 кНм;

K = 1,227107 кНм;

z,= 0,453;

x = 0,104;

= 0,0868;

= 0,0521. Здесь сохранены принятые в [1] обозначения направле ний осей координат. Поэтому Kz, Kx, K,и K - коэффициенты жесткости естественного основания при упругом равномерном сжатии, равномерном сдвиге, неравномерном сжатии и неравномерном сдвиге соответственно, а z, x,, - соответствующие величины относительного демпфирования для установившихся колебаний.

Было определено 125 частот и форм собственных колебаний, распо ложенных в диапазоне 2,045 - 164,89 Гц;

69 из них приведены в табл. 2;

форма собственных колебаний № 33 приведена на рис. 4.

Таблица Частоты собственных колебаний фундамента Частота, Гц Частота, Гц № Частота, Гц № № 1 2,0445 24 39,638 47 78, 2 2,4020 25 40,598 48 78, 3 3,4356 26 42,647 49 78, 4 3,5675 27 43,694 50 78, 5 4,8473 28 46,996 51 79, 6 5,9873 29 47,158 52 81, 7 8,9327 30 48,260 53 82, 8 9,4359 31 50,711 54 83, 9 12,027 32 51,804 55 84, 10 14,630 33 52,163 56 85, 11 15,399 34 54,914 57 85, 12 19,947 35 57,206 58 85, 13 20,317 36 59,931 59 87, 14 24,283 37 64,814 60 89, 15 25,204 38 65,294 61 90, 16 25,561 39 66,510 62 91, 17 27,747 40 67,779 63 94, 18 27,779 41 67,862 64 96, 19 32,975 42 69,840 65 98, 20 33,777 43 72,715 66 98, 21 36,616 44 74,299 67 99, 22 36,743 45 75,641 68 100, 23 38,525 46 77,471 69 103, Рис. 4. Форма собственных колебаний № 33. Соответствующая собственная частота равна 52,163 Гц Расчеты колебаний фундамента при действии системы эксплуатаци онных нагрузок PД1 также выполняли с использованием комплекса про грамм ANSYS 11. При этом возник вопрос выбора адекватного, но вместе с тем консервативного набора характеристик модального демпфирования.

Первые 6 низкочастотных форм собственных колебаний представляют со бой формы колебаний фундамента как твердого тела на упругом основа нии. Формы 1 и 5 – горизонтально-вращательные колебания в плоскости X0Y;

формы 2 и 6 – горизонтально-вращательные колебания в плоскости Y0Z;

форма 3 – вращательные колебания вокруг вертикальной оси 0Y;

форма 4 –поступательные колебания вдоль вертикальной оси 0Y. Для низ кочастотных форм колебаний демпфирование связано, главным образом, с оттоком энергии в основание. Поэтому при выполнении расчетов в соот ветствии с характером преобладающих перемещений для каждой из 6 форм низкочастотных колебаний были назначены консервативные значения ко эффициентов относительного демпфирования с использованием вышепри веденных значений z, x,, : 0,0868 для первой, второй, пятой и шестой форм собственных колебаний;

0,052 для третьей формы и 0,453 для четвер той. Для высокочастотных форм собственных колебаний демпфирование связано, главным образом, с внутренним трением в материале фундамента и не зависит от частоты колебаний. В дальнейшем, при выполнении расче тов колебаний фундамента с турбоагрегатом использовали значение дек ремента затухания d = 0,25, что соответствует значению тангенса угла по терь h = d / p = 0,08 и значению коэффициента относительного демпфиро вания z = h / 2 = 0,04.

Были построены амплитудно-частотные характеристики колебаний расположенных в зонах опирания турбоагрегата узлов верхнего строения фундамента (см. рис. 2), а также узлов, расположенных в нижнем сечении колонн фундамента при действии не зависящих от частоты синфазных гармонических нагрузок с амплитудами PД1. Амплитудно-частотные ха рактеристики колебаний узла 5233 (см. рис. 2) приведены на рис. 5. Полу ченные результаты позволяют заключить, что ввиду плотности спектра собственных частот фундамента под турбоагрегат требования отстройки собственных частот фундамента от критических частот валопровода, а также от оборотной и двойной оборотной частот невыполнимы. При этом амплитуды колебаний узлов верхнего строения фундамента в диапазоне частот 40 - 60 Гц не превышают 10 мкм и удовлетворяют требованиям су ществующих нормативных документов [8,9].

5. Расчет осадок и деформаций. Были выполнены расчеты напря женно-деформированного фундамента при действии собственного веса и оборудования (G), а также при совместном действии собственного веса и нагрузок, обусловленных силами трения при тепловых деформациях кор пусов турбины и трубопроводов (G ± T F ). Некоторые результаты расчета приведены на рис. 6, 7.

Приведенные результаты свидетельствуют о том, что накладываемые ограничения на деформации фундамента выполняются [8,9]. В частности, относительный прогиб нижней плиты фундамента не превышает 0,0001, а деформации кручения ригелей поперечных рам, вызванные тепловыми пе ремещениями турбины и деформациями трубопроводов, не превосходят 0,2 мм/м.

U, мкм UX UY UZ f, Гц Рис. 5. Амплитудно-частотные характеристики колебаний узла № Рис. 6. Вертикальные перемещения (м) подошвы фундамента при действии собственного веса фундамента и оборудования(G) Рис. 7. Вертикальные перемещения (м) ригелей и балок верхнего строения фундамента при действии собственного веса фундамента и оборудованияи нагрузок, обусловленные силами трения при тепловых деформациях корпусов турбины и трубопроводов(G - TF) 6. Исследования прочности и трещиностойкости конструкций фундамента. Исследования прочности железобетонных строительных конструкций фундамента паротурбинной установки были выполнены по предельным состояниям первой группы для сечений, нормальных к про дольным осям элементов [4,5]. При этом для всех расчетных сочетаний на грузок и рассматриваемых сечений проверяли выполнение условий, обес печивающих недопущение наступления предельных состояний g n FSum,k R, (21) где g n – коэффициент надежности по назначению сооружения, для сооруже ний II класса gn = 1,2;

FSum, k – расчетное значение суммарного силового воздействия (продольное усилие N Sum, k или изгибающий момент M Sum, k ) для сочетания k;

R - расчетное значение обобщенной несущей способности сечения, определенное с учетом коэффициентов надежности по материалу gm и условий работы gc.

Для определения расчетных значений N Sum, k и M Sum, k в рассматривае мых сечениях конструкции для сочетания к используются соотношения:

m m NSum,k = N i g lc, ki, M Sum, k = M i g lc,ki, (22) i =1 i = где N i, M i – расчетные значения продольного усилия и изгибающего мо мента от нагрузки i ;

lc,ki – коэффициент сочетания для нагрузки i в соче тании k.

У словия прочности (21) накладывают ограничения на значения ко эффициентов запаса прочности k зап :

R k зап = g n = 1,2. (23) FSum Величины коэффициентов запаса прочности kзап были определены для всех расчетных сочетаний нагрузок и для всех элементов конструкции фундамента (см. рис. 1). При этом использовали следующие характеристи ки конструкционных материалов: Rb = 14,5 МПа - расчетное осевое сжа тие для бетона класса В25 и предельных состояний первой группы;

Rs = 355 МПа – расчетное сопротивление растяжению продольной арма туры для стержневой арматуры класса АIII (A400) и предельных состояний первой группы;

Rsc = 355 МПа – расчетное сопротивление сжатию про дольной арматуры для стержневой арматуры класса АIII (A400) и предель ных состояний первой группы. Диаметр стержней 10 – 40 мм;

минималь ные значения коэффициентов запаса прочности для различных конструк тивных элементов приведены в табл. 3.

В табл. 3 S и S погонные площади арматуры для противополож ных поверхностей элементов конструкции;

h высоты (толщины) сечения;

a и a расстояния от оси арматуры до ближайшей поверхности плиты (колонны). У словные обозначения для проверяемых элементов конструк ции – см. рис. 1.

Приведенные в табл. 3 результаты показывают, что для большинства элементов конструкции фундамента среди основных сочетаний нагрузок наибольшую опасность представляют сочетания нагрузок 9 - 12, связан ные с оценкой прочности при многократно повторяющихся нагрузках, а Таблица Минимальные значения коэффициентов запаса прочности k зап и соответствующие сочетания нагрузок при проверке прочности конструктивных элементов фундамента Геометрические Элементы Площадь Основные Особые характеристики конструкции, арматуры сочетания сочетания сечения расположение S, S, сечений, направ- №№ №№ k зап k зап h, м a, a, cм см2/пог.м ление арматуры сочет. сочет.

1. Колонны Км1Км6 и фундаменты Фм1, Фм 1.1. Арматура в направлении ОY на гранях, параллельных плоскости YOZ Км1, Км2 16,24 1,0 4,5 3,84 9-12 1,84 13, Км3, Км4 16,24 1,4 4,5 18,6 9-12 1,50 13, Км5, Км6 16,24 1,0 4,5 14,9 9-12 1,21 13, Фм1-1, Фм1-2, Фм1-3, Фм1-4 7,78 0,7 4,1 51,2 4 49,1 13, Фм2-1, Фм2-2 7,54 0,8 4,1 4,70 9-12 5,66 13, 1.2. Арматура в направлении ОY на гранях, параллельных плоскости XOY Км1, Км2 19,87 1,11,6 4,5 10,5 9-12 3,34 13, Км3, Км4 15,63 1,11,6 4,5 14,5 9-12 1,50 13, Км5, Км6 19,87 1,11,6 4,5 14,9 9-12 2,31 13, Фм1-1, Фм1-2, Фм1-3, Фм1-4 6,46 1,6 4,1 51,3 9-12 48,2 15- 2. Нижняя фундаментная плита Пфм Арм. по ОX 10,2/24,9 2,0 6,1/ 7,5 3,04 9-12 2,54 13, Арм. по ОZ 10,8/24,61 2,0 4,5/5,0 4,77 9-12 2,66 13, 3. Продольные балки верхнего балочного ростверка 3.1. Арматура в направлении ОX на гранях, параллельных плоскости XOZ 24, Пм1-1, Пм1-2 24,63/36,94 1,7 4,5 3,08 9-12 2,01 13, 25,66/41, Пм1-3, Пм1-4 25,66/41,05 1,7 4,5 1,51 9-12 2,01 13, 3.2. Арматура в направлении ОX на гранях, параллельных плоскости XOY Пм1-1, Пм1-2 18,43 1,0 5,0 2,24 9-12 1,28 13, Пм1-3, Пм1-4 16,31 1,2 5,0 2,58 9-12 2,26 13, 4. Поперечные ригели верхнего балочного ростверка 4.1. Арматура в направлении ОZ на гранях, параллельных плоскости XOZ Пм1-5 16,48 1,1 5,0 1,55 9-12 1,57 13, Пм1-6 16,48 1,0 5,0 4,20 9-12 1,77 13, 4.2. Арматура в направлении ОZ на гранях, параллельных плоскости XOY Пм1-5 30,78 1,7 4,5 4,66 9-12 3,10 13, Пм1-6 30,78 1,7 4,5 4,69 9-12 1,75 13, среди особых сочетаний - сочетания нагрузок 13, 14, связанные с оценкой прочности при действии аварийных нагрузок вылета лопаток турбины. При этом для всех элементов конструкции и для всех расчетных сочетаний на грузок значения коэффициентов запаса превышают предельное норматив ное значение 1,20.

Исследование трещиностойкости конструкции заключается в опре делении величин раскрытия трещин acr и сопоставлении полученных зна чений с допускаемыми величинами cr [4,5,9], которые составляют 0,3 мм для всех фрагментов фундамента, кроме фундаментной плиты ПФМ1, ко торая должна быть трещиностойкой [8,9].

Результаты исследования трещиностойкости показали, что сформу лированные условия выполнены для всех железобетонных элементов кон струкции фундамента за исключением нижней фундаментной плиты. Рас чет показал, что на ее нижней грани возникнут трещины и в продольном, и в поперечном направлениях. Поэтому следует увеличить площади армату ры для ее нижней грани в продольном и поперечном направлениях. Следу ет отметить, что не выполнены сформулированные в рекомендациях [9] требования к армированию нижней плиты (документ [9] в настоящее время действующим не является, но учет сформулированных в нем положений очень полезен при проектировании фундаментов турбоагрегатов). В част ности, в [9] указано, что площадь арматуры для нижней грани фундамент ной плиты в продольном направлении плиты должна превосходить 0,15% площади сечения бетона (за вычетом защитного слоя), а для ее верхней грани – 0,10 % площади сечения бетона (за вычетом защитного слоя). Для рассматриваемой конструкции проектные значения составляют 0,124% и 0,051% соответственно. Поэтому рекомендуется увеличить площадь арма туры и для верхней грани плиты.

Выводы 1. Проект фундамента паротурбинной установки ПТ25-3,4/1,0/0, удовлетворяет требованиям нормативных документов по осадкам, дефор мациям и уровням вибрации.

2. У словия прочности выполнены для всех железобетонных элемен тов конструкции фундамента за исключением зоны крепления поперечного ригеля, предназначенного для крепления задней шпонки турбины. Жела тельно увеличить сечение указанного ригеля и использовать закладные де тали для его крепления.

3. Требования к трещиностойкости не выполнены для нижней фун даментной плиты. Требуется увеличить площади арматуры в продольном и поперечном направлениях для ее нижней и верхней граней. После увели чения площади арматуры трещиностойкость плиты должна быть проверена расчетом.

СПИСОК ЛИТЕР АТУРЫ 1. СНиП 2.02.05-87. Фундаменты машин с динамическими нагрузками / Госстрой СССР. М.: ЦИТП. 1988.

2. СНиП 2.02.01-83*. Основания зданий и сооружений / Минстрой России. М.:

ГП ЦПП. 1996.

3. СНиП 2.01.07-85*. Нагрузки и воздействия (с изменениями № 1, 2) // М.: ФГУП ЦПП. 2005.

4. СНиП 52-01-2003. Бетонные и железобетонные конструкции Основные положе.

ния // Госстрой России. М.: ФГУП ЦПП. 2004.

5. СП 52-101-2003. Бетонные и железобетонные конструкции без предварительного напряжения арматуры. Постановление Госстроя России от 25.12.2003 № 215.

6. СНиП II-7-81*. Строительство в сейсмических районах / Госстрой России. М.:

ГУП ЦПП. 2000. 44. + прил. 2: 10 карт.

7. СНиП II-23-81*. Стальные конструкции (с изменениями) / Госстрой России. М.:

ФГУП ЦПП. 2005.

8. Агрегаты паротурбинные энергетические. Требования к фундаментам.

РТМ 108.021.102-85. НПО ЦКТИ. 1986.

9. Рекомендации по проектированию фундаментов турбоагрегатов. РД34 15.078-91.

ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева. 1991.

10. Бате К., Вильсон Е. Численные методы анализа и метод конечных элементов.

М.: Стройиздат. 1982.

11. Жуковский А.М., Цейтлин Б.В. Анализ колебаний новых конструкций фунда ментов под турбоагрегаты // Известия ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева. 1985. Т. 184. С. 30-37.

12. Цейтлин Б.В. Использование методов синтеза динамических подструктур для расчета колебаний систем с непропорциональным демпфированием // Сейсмостойкое строительство. Безопасность сооружений 2003. № 1. С. 20-25.

.

13. Цейтлин Б.В. Синтез форм колебаний с использованием уточненных представ лений подструктур// Известия ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева. 2005. Т. 244. С. 234-251.

Studies of scouring impacts of high speed flow on solid rock and semi-rock samples. Berthault Guy1, V exler A.B.2, Donenberg V.M 3, Lalomov A.V.4 // B.E. V ede neev VNIIG Izvestiya. 2010. V. 257. P. 10-22.

2 tables, 4 illustrations, 14 references.

Given are the results of experimental studies of scouring flow impact on solid rock and semi-rock samples. It has been determined that only semi-rock soil is scoured at the flow speed of 26 m/s. The experiments prove that rock soil is scoured due to con nection breakdown between rock blocks impacted by high speed flow.

Key words: rock, semi-rock, high speed flow, scours, rock blocks, experimental unit.

78250, France, 28 Boulevard Thiers, Meulan, tel.33-1-309-98-384, E-mail: berthault.guy@orange.fr Phone (812) 535-29-47, E-mail: aveksler@hydro.vniig.ru Phone (812) 535-88-71, E-mail: donenberg@hydro.vniig.ru «B.E. Vedeneev VNIIG», 21, Gzatskaya st., Saint-Petersburg, Phone (499) 230-84-27, E-mail: lalomov@mail.ru IGEM RAN, 35, Staromonetny per., Moscow, 119017.

Water level lowering in downstream of Kamsk HPP. V exler A.B.1, Dreizi na L.Yu.2 // B.E. V edeneev VNIIG Izvestiya. 2010. V. 257. P. 23-30.

1 table, 3 illustrations, 5 references.

The analysis results of riverbed reshaping in downstream of Kamsk HPP for years of its operation have been presented. Lowering of water level in the power site has been evaluated and it has been shown that quarry developments in the riverbed of Kama river are the main reason of it. The attention has been paid to the fact that the backing from V otkinsk reservoir located down the river does not exclude typical features of river transformation process in the downstreams.

Key words: downstream;

water levels;

riverbed transformation;

riverbed cha racteristics;

Kamsk HPP;

V otkinsk reservoir.

Phone: (812) 535-29-47, E-mail: aveksler@hydro.vniig.ru Phone: (812) 535-88-71, E-mail: luba@hydro.vniig.ru «B.E. Vedeneev VNIIG», 21, Gzatskaya st., Saint-Petersburg, Discharge coefficient of vacuum spillway with inclined downstream face. Pe trov O.A.1 // B.E. V edeneev VNIIG Izvestiya. 2010. V. 257. P. 31-35.

3 tables, 3 references.

Presented are the materials to determine in in-situ conditions the discharge capac ity of spillway span for hydrosystem Yaniskosky equipped with sector gate. The mea surements have been executed for three positions of the gate above the spillway thre shold and with different headwaters above the top edge of the gate. The discharge coef ficients at partially open gate are close to the typical ones for the vacuum spillway.

Key words: discharge coefficient, vacuum spillway, discharge capacity, sector gate, Yaniskosky HPP.

Phone (812) 535-88-91, E-mail: olegp@hydro.vniig.ru «B.E. Vedeneev VNIIG», 21, Gzatskaya st., Saint-Petersburg, Operation experience and trends of the automated system for seismometric control at Bureisk HPP. Khrapkov А.А.1, Yegorov А.Yu. 2, Zlobin D.N. 3, Nikiforov А.А. 4, Skomorovskaya Е.Ya.5, Kharitonov М.Е. 6 // B.E. V edeneev VNIIG Izvestiya. 2010.

V. 257. P. 36-44.

4 illustrations, 4 references.

Described is the operation experience of the automated system of the seismome tric control for Bureisk HPP main structures. The system trends have been determined.

There are given the basic parameters of the automated system for processing of the seis mic information intended to pick out the seismic events and document them, to handle the input and processed data.



Pages:     | 1 |   ...   | 2 | 3 || 5 |
 





 
© 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.