МИНОБРНАУКИ РОССИИ
ФЕДЕРАЛЬНОЕ ГОСУДАРСТВЕННОЕ БЮДЖЕТНОЕ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ
УЧРЕЖДЕНИЕ ВЫСШЕГО ОБРАЗОВАНИЯ
«НИЖЕГОРОДСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ
УНИВЕРСИТЕТ ИМ. Р.Е. АЛЕКСЕЕВА»
(НГТУ)
Институт транспортных систем
Направление подготовки (специальность) 26.04.02 «Кораблестроение, океанотехника и
(код и наименование)
системотехника объектов морской инфраструктуры
Направленность (профиль) образовательной программы «Проектирование судов и морских
сооружений, эксплуатирующихся в ледовых условиях»
(наименование)
Кафедра «Кораблестроение и авиационная техника»
ВЫПУСКНАЯ КВАЛИФИКАЦИОННАЯ РАБОТА
магистра
(бакалавра, магистра, специалиста)
Студента
Себина Андрея Сергеевича
группы
М 14-КС-2
(Ф.И.О.)
на тему
«Прогнозирование ледовых усилий, действующих на морские стационарные
(наименование темы работы)
ледостойкие платформы, эксплуатирующиеся в условиях Арктики»
СТУДЕНТ
КОНСУЛЬТАНТЫ:
Себин А. С.
_______
(подпись)
(фамилия, и., о.)
_________________________
(дата)
1. По __________________________
____________ _________________
(подпись)
(фамилия, и., о.)
_________________________
(дата)
РУКОВОДИТЕЛЬ
Зуев В. А.
(подпись)
(фамилия, и., о.)
_________________________
(дата)
____________ _________________
(подпись)
(фамилия, и., о.)
_________________________
(дата)
РЕЦЕНЗЕНТ
_________ ______________
(подпись)
2. По __________________________
(фамилия, и., о.)
_______________
(дата)
3. По нормоконтролю
____________
(подпись)
Калинина Н. В.
(фамилия, и., о.)
_________________________
(дата)
ЗАВЕДУЮЩИЙ КАФЕДРОЙ
Зуев В. А.
(подпись)
(фамилия, и.о.)
_____________________
(дата)
ВКР защищена ___________________
(дата)
протокол № _____________________
с оценкой _______________________
МИНОБРНАУКИ РОССИИ
ФЕДЕРАЛЬНОЕ ГОСУДАРСТВЕННОЕ БЮДЖЕТНОЕ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ
УЧРЕЖДЕНИЕ ВЫСШЕГО ОБРАЗОВАНИЯ
«НИЖЕГОРОДСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ
УНИВЕРСИТЕТ ИМ. Р.Е. АЛЕКСЕЕВА»
(НГТУ)
АННОТАЦИЯ
к выпускной квалификационной работе
по направлению подготовки (специальности) 26.04.02 «Кораблестроение, океанотехника
(код и наименование)
и системотехника объектов морской инфраструктуры
студента
Себина Андрея Сергеевича
группы
М 14-КС-2
(Ф.И.О.)
по теме
«Прогнозирование ледовых усилий, действующих на морские стационарные
(наименование темы работы)
ледостойкие буровые платформы, эксплуатирующиеся в условиях Арктики»
Выпускная квалификационная работа выполнена на _286_ страницах, содержит _19_ диаграмм,
__57_ таблиц, библиографический список из _100_источников, __1__приложений.
Актуальность: Развитие Арктики, арктического судоходства и добыча углеводородов на______
шельфе арктических морей является для России задачей первостепенной важности
Объект исследования: морская ледостойкая стационарная буровая платформа
Предмет исследования: внешние нагрузки, действующие на платформу
Цель исследования: прогнозирование ледовых усилий, действующих на морские стационарные ледостойкие буровые платформы, эксплуатирующиеся в условиях Арктики
Задачи исследования: теоретически и экспериментально определить ледовые нагрузки на
платформу, сравнить полученные результаты и сделать выводы относительно величины и
точности определения ледовых нагрузок
Методы исследования: экспериментально-теоретические
Структура работы: работа состоит из анализа типов и оценки внешних воздействий и устойчивости платформы, теоретической части и экспериментальной части по модельным испытаниям
Во введении обосновывается актуальность темы диссертации, ставятся цели и задачи исследования, здесь же дается характеристика научной важности и практического значения работы
В 1 разделе «Анализ природных условий в районах Карского и Печорского морей» выполнен
анализ природных условий западно-арктической нефтегазоносной провинции, включающей
Карское и Печорское моря
Во 2 разделе «Архитектурно-конструктивные типы морских стационарных ледостойких платформ» рассмотрены основные типы существующих морских ледостойких стационарных платформ, выбраны их типы для исследований
В 3 разделе «Нагрузки, действующие на стационарные платформы» произведён анализ воздействий от волн, ветра и течений на арктические стационарные ледостойкие буровые платформы
гравитационного типа, приведены методики их расчёта на основе мирового опыта и общих физических соображений
В 4 разделе «Теоретическая оценка ледовых усилий, действующих на платформы» на основе
накопленного мирового опыта построены феноменологическая и математическая модели взаимодействия морских стационарных ледостойких сооружений гравитационного типа с ровным
ледовым покровом, разработана методика прогнозирования ледовой нагрузки на сооружения
В 5 разделе «Обеспечение устойчивости платформ на дне водоёма» приведены характеристики
донных грунтов западно-арктической нефтегазоносной провинции, сделан обзор конструктивных и технологических приёмов фиксации гравитационных и гравитационно-свайных платформ на дне, приведены методики расчёта устойчивости платформ
В 6 разделе «Техническое предложение по арктической морской ледостойкой стационарной
платформе» представлено техническое предложение по арктической морской ледостойкой стационарной многоостровной платформе гравитационного типа для мелководья, выполнены расчёты нагрузки масс, внешних воздействий и устойчивости на дне
В 7 разделе «Модельные испытания платформы» представлены результаты модельных испытаний платформы в ледовом бассейне, произведён пересчёт их на натуру, сделано сравнение получившихся результатов с теорией
В заключении приведены основные итоги работы
Выводы: 1. Анализ имеющихся в Регистре данных по природным условиям Карского и Печорского морей показал, что сведений о Карском море явно недостаточно для проектирования
платформы, а данные по волновому режиму Печорского моря вызывают сомнения ввиду его
мелководности.
2. Анализ современных теоретических методик прогнозирования внешних усилий, действующих на арктическую гравитационную платформу, показал недостаточность исследований в
данной области. Использование теоретических методов на данном уровне изученности вопроса
должно быть ограничено начальной стадией проектирования.
3. Анализ методик расчёта устойчивости платформ показал недостаточность исследований данного вопроса. Проектные решения должны приниматься с большими коэффициентами запаса.
4. При всех описанных в работе неточностях модельных испытаний, они остаются наиболее достоверным методом прогнозирования ледовых нагрузок на сооружения.
Рекомендации:
1. Рекомендуется использовать элементы исследования при проектировании ледостойких
стационарных платформ
______________/ Себин А. С.
подпись студента /расшифровка подписи
«____» _____________ 20_____ г.
Содержание
Введение………………………………………………………………………………………………..
1 Анализ природных условий в районах Карского и Печорского морей……………………………
1.1 Печорское море…………………………………………………………………………………….
1.2 Карское море……………………………………………………………………………………......
2 Архитектурно-конструктивные типы морских стационарных ледостойких платформ……........
2.1 Общие сведения о стационарных ледостойких платформах……………………………….........
2.2 Ледостойкие платформы со сквозным блоком на свайном основании………………….............
2.3 Гравитационные ледостойкие платформы…………………………………………………..........
2.4 Иные виды морских ледостойких стационарных платформ……………………………..............
3 Нагрузки, действующие на стационарные платформы…………………………………….............
3.1 Волновые нагрузки…………………………………………………………………………...........
3.2 Ветровые нагрузки…………………………………………………………………………............
3.3 Нагрузки от течений………………………………………………………………………..............
4 Теоретическая оценка ледовых усилий, действующих на платформы………………....................
4.1 Представление феноменологической модели…………………………………………................
4.2 Обзор существующих математических моделей процесса…………………………....................
4.3 Представление математической модели………………………………………………….............
4.3.1 Моделирование воздействия надводного нагромождения………………………….................
4.3.2 Моделирование воздействия обломков льда, скользящих вверх по стенке платформы..........
4.3.3 Моделирование воздействия обломков льда, разворачивающихся на вертикальную
плоскость сооружения………………………………………………………………………................
4.3.4 Моделирование воздействия подводного нагромождения……………………….....................
4.3.5 Моделирование сил сцепления обломков надводного нагромождения…………....................
4.3.6 Моделирование силы ломки льда………………………………………………….....................
4.3.7 Нагрузка, возникающая на боковых гранях сооружения………………………........................
4.3.8 Окончательная запись модели…………………………………………………………..............
4.4 Оценка размеров ледового нагромождения перед платформой………………………................
4.4.1 Подводное нагромождение…………………………………………………………...................
4.4.2 Надводное нагромождение…………………………………………………………....................
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Разраб.
Себин А. С.
Провер.
Зуев В. А.
Реценз.
Н. Контр.
Утверд.
Подпись
Дата
Прогнозирование ледовых усилий,
действующих на морские
стационарные ледостойкие буровые
платформы, эксплуатирующиеся в
условиях Арктики
Лит.
Лист
У
1
Листов
Кафедра «КиАТ»
4.4.3 Угол естественного скоса и некоторые физико-механические параметры нагромождений...
4.5 Расчёт ледовых нагрузок по разработанной методике…………………………….......................
5 Обеспечение устойчивости платформ на дне водоёма……………………………..........................
5.1 Характеристики донных грунтов Печорского и Карского морей…………….............................
5.2 Конструктивные и технологические особенности закрепления платформ на дне......................
5.3 Расчёты устойчивости гравитационных платформ……………………………............................
5.3.1 Методика расчёта……………………………...............................................................................
5.3.2 Давление на грунт……………………………..............................................................................
5.3.3 Глубинный сдвиг……………………………................................................................................
5.3.4 Плоский сдвиг……………………………....................................................................................
5.3.5 Смешанный сдвиг………………………......................................................................................
5.3.6 Расчёт свайного закрепления…………........................................................................................
6 Техническое предложение по арктической морской ледостойкой стационарной платформе…..
6.1 Архитектурно-конструктивный тип и общее расположение……………………………………
6.2 Расчёт нагрузки масс……………………….....................................................................................
6.3 Расчёт гидростатических элементов……........................................................................................
6.4 Определение внешних нагрузок и критерии прочности................................................................
6.4.1 Волновые нагрузки…………………............................................................................................
6.4.2 Ветровые нагрузки………………….............................................................................................
6.4.3 Нагрузки от течений………………...............................................................................................
6.4.4 Ледовые нагрузки…………………...............................................................................................
6.4.5 Расчётные режимы нагрузки…….................................................................................................
6.4.6 Критерии прочности……………..................................................................................................
6.5 Расчёты устойчивости……………..................................................................................................
7 Модельные испытания платформы....................................................................................................
7.1 Обоснование критериев подобия.....................................................................................................
7.1.1 Моделирование битого льда и чистой воды.................................................................................
7.1.2 Моделирование сплошного льда..................................................................................................
7.2 Методика и технология проведения испытаний, приборы и оборудование.................................
7.2.1 Основные характеристики МЛСП и её модели............................................................................
7.2.2 Ледовый бассейн............................................................................................................................
7.2.3 Измерительно-буксировочная тележка для проведения модельных испытаний.....................
7.3 Результаты испытаний модели платформы....................................................................................
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
7.3.1 Испытания в сплошном ровном льду...........................................................................................
7.3.2 Испытания в битом льду................................................................................................................
7.3.3 Испытания в чистой воде...............................................................................................................
7.4 Пересчёт результатов испытаний на натуру...................................................................................
7.4.1 Пересчёт результатов испытаний в сплошном льду....................................................................
7.4.2 Пересчёт результатов модельных испытаний платформы в битом льду……………………...
7.4.3 Пересчёт результатов буксировочных испытаний модели платформы на натуру в чистой
воде...........................................................................................................................................................
7.5 Подведение итогов модельных испытаний.....................................................................................
Заключение..............................................................................................................................................
Список литературы.................................................................................................................................
Приложение 1..........................................................................................................................................
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Введение
В российской Арктике находятся стратегические запасы нефти и газа, по прогнозам
составляющие не менее двадцати процентов от мировых. В перспективе должно возрасти
значение морских коммуникаций, особенно при крупно масштабном освоении шельфовых
месторождений.
Министерство природных ресурсов России приняло в 2006 г. Стратегию изучения и
освоения нефтегазового потенциала континентального шельфа на период до 2020 года. В
процессе реализации предусмотренных Стратегией мероприятий ожидается достижение к 2020
году следующих результатов:
будут аккумулированы извлекаемые суммарные ресурсы углеводородов в объемах 2326
млрд т нефти и 90-100 трлн м3 газа, включая разведанные запасы нефти в объеме 10-13
млрд т, газа - 10-20 трлн м3;
ожидаемые объемы добычи нефти на участках недр континентального шельфа
Российской Федерации составят к 2010 г. до 10 млн т., к 2020 г. - до 95 млн т.; объем
добычи газа к 2010 г. - 30 млрд м3, к 2020 г. - не менее 150 млрд м3.
В результате цикла работ в Баренцевом и Карском морях, выполненных в 1970-80-х гг.,
была открыта и подготовлена к освоению Западно-Арктическая шельфовая нефтегазоносная
провинция (включающая нефтегазоносные и перспективные структуры Баренцева, Печорского
и Карского морей), недра которой содержат до 80% ресурсов арктического шельфа России. В
пределах провинции было выявлено и разведано более 10 промышленных нефтяных, нефте-,
газоконденсатных и газовых месторождений, включая 4 уникальных (Штокмановское и
Ледовое в Баренцевом море, Ленинградское и Русановское - в Карском) и 4 крупных. На
Западно-Арктическом шельфе России открыты не только акваториальные продолжения
бассейнов суши (Тимано-Печорская и Западно-Сибирская НГП), но и самостоятельные,
возможно, более богатые шельфовые нефтегазоносные бассейны (Баренцевская НГП).
Техническая доступность ресурсов углеводородов на акваториях определяется, прежде
всего, двумя факторами: глубиной залегания и природно-климатическими условиями, главным
образом, ледовой обстановкой.
В обозримой перспективе Западно-Арктический шельф России станет областью
интенсивной разработки морских месторождений нефти и газа, как одна из основных
энергетических провинций страны (рисунок 0.1). Будут установлены нефтегазодобывающие
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
платформы, созданы новые терминалы и насосные станции, построена сеть трубопроводов.
Создаваемая для освоения Западно-Арктического шельфа транспортная схема охватывает
шельф и побережье Баренцева, Белого, Печорского и Карского морей. В настоящее время
устойчиво функционируют три транспортных проекта: терминал ЛУКОЙЛа в Варандее,
отгрузка нефти с острова Колгуев и поставки нефти из Обской губы.
Рисунок 0.1 – Схема разведанных месторождений углеводородов Печорского, Баренцева и
Карского морей
В данной работе был произведён анализ природных условий в местах предполагаемой
эксплуатации платформ (рисунок 0.1). Было определено, что это районы с крайне суровыми
ледовыми условиями.
В статье [53] приведён подробный анализ риска аварий на морских ледостойких
стационарных платформах (МЛСП). Из него следует (рисунок 0.2), что наиболее опасными
событиями, приводящими к гибели сооружения или огромному ущербу добыче и окружающей,
среде могут служить ледовые нагрузки, сейсмические нагрузки и пожар/взрыв. Наиболее
неблагоприятный сценарий развития событий (рисунок 0.3) и вовсе начинается с превышения
сейсмическими и ледовыми нагрузками расчётных величин.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 0.2 – «Дерево отказов» для сценариев возможных аварий опорной части платформы
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 0.3 – Блок-схема анализа условий возникновения и развития наиболее тяжёлой
аварии опорной части платформы
Печорское и Карское моря не являются сильными сейсмически активными регионами.
Таким образом, самым вероятным опасным сценарием развития событий будет превышение
уровнем ледовых нагрузок расчётных значений. Именно поэтому так важна проблема
прогнозирования ледовых нагрузок на морские ледостойкие стационарные платформы.
В данной работе выполнен анализ практически всех возможных видов внешних нагрузок
на арктические МЛСП. Приведены наиболее современные аналитические методики расчёта
нагрузок от ветра, волнения и течений. Наиболее подробным образом рассмотрены ледовые
нагрузки. Приведён анализ физических процессов, имеющих место при взаимодействии
сооружения с наклонной стенкой и ровного ледового поля, построена математическая модель
процесса: разработана методика определения ледовых нагрузок на мелководные сооружения
гравитационного типа с наклонной стенкой.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Приведён анализ архитектурно-конструктивных типов ледостойких платформ как
эксплуатирующихся в настоящее время, так и находящихся на стадии проработки проекта.
Разработано техническое предложение по арктической гравитационной ледостойкой
платформе для мелководья, выполнена оценка внешних воздействий при помощи
теоретических и экспериментальных методов. В рамках данной работы были проведены
модельные испытания предложенного варианта платформы.
Следствием превышения ледовых нагрузок максимальных для данного проекта уровней
является сдвиг платформы с места её эксплуатации. В данной работе особое значение придано
обеспечению устойчивости платформ на грунте. Приведены современные методики по
фиксации гравитационных платформ на дне водоёма. Выполнен анализ донных грунтов
западно-арктической нефтегазоносной провинции (рисунок 0.1). Разработана методика
крепления к дну предложенного проекта платформы.
Также большую сложность при обустройстве шельфового месторождения с помощью
стационарных платформ является их буксировка к месту добычи. Для предложенного варианта
МЛСП были выполнены расчёты и схемы буксировки на место эксплуатации.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
1. Анализ природных условий в районах Карского и Печорского морей
В связи с усилением интереса к разработке месторождений углеводородов на ЗападноАрктическом шельфе особое значение принимает вопрос проектирования ледостойких
гидротехнических сооружений, способных круглогодично работать в суровых условиях
Арктики. За последние 50 лет накоплен богатый материал по природно-климатическим
характеристикам районов предполагаемой добычи – Карскому и Печорскому морям. Их анализ
приведён ниже.
1.1 Печорское море
Печорское море – это название юго-восточной части Баренцева моря, между островами
Колгуев и Вайгач. Размеры Печорского моря: в широтном направлении — от острова Колгуев
до пролива Карские Ворота — около 300 км и в меридиональном направлении — от мыса
Русский Заворот до Новой Земли — около 180 км. Площадь акватории моря составляет 81 263
км², объём вод 4380 км³. Море мелководное с постепенно увеличивающимися глубинами в
меридиональном направлении от материкового берега. Вдоль южного берега архипелага Новая
Земля располагается глубоководный жёлоб с глубинами более 150 м.
Рисунок 1.1 – Карта печорского моря
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Солёность воды в Печорском море меняется в течение года и в различных местах
акватории. В ледовый период отмечаются морские соленые воды (солёность 32—35 ‰). В
летне-осенний период в районе сильно выражено распресняющее воздействие материкового
пресного стока (в первую очередь реки Печора). В слое 0—10 м образуются зоны солоноватых
(солёность до 25 ‰.), распреснённых морских (солёность 25—30 ‰.) и солёных морских
(солёность более 30 ‰.). Максимум развития этих зон отмечается в июле. Сокращение зон
солоноватых и распреснённых морских вод происходит в августе-октябре и заканчивается в
ноябре к началу ледообразования полным исчезновением в Печорском море солоноватых вод.
Преобладающее направление ветра сильно зависит от времени года. Зимой преобладает
юго-западный ветер. Летом ветры умеренные и неустойчивые; преобладают северные и северозападные. В соответствии с Российским территориальным делением, этот регион относится к
зоне 7, где скорость ветра доходит до 37 м/с. Скорость ветра в порывах за срок наблюдений 50
лет составляет 41 м/с. По данным [25], средняя скорость ветра, замеренная в этом районе, на
высоте 10 м с интервалом осреднения 10 мин и повторяемостью раз в 100 лет составляет 37,8
м/с.
Максимальный прогрев вод в поверхностных слоях отмечается в августе (10—12 °C), а в
глубинных слоях — в сентябре — октябре. В наиболее холодном месяце — мае — значения
температуры воды отрицательные от поверхности до дна. Средняя месячная и экстремальная
минимальная температуры представлены в таблице 1.1.
Таблица 1.1 – Средняя месячная и экстремальная минимальная температуры воздуха в
Печорском море
Район
Январь
Февраль
Март
Апрель
моря
Тср
Тмин
Тср
Тмин
Тср
Тмин
Тср
Тмин
восточный
-17,5
-48
-18,3
-48
-17,0
-46
-9,8
-37
западный
-10,6
-40
-12,6
-40
-11,6
-42
-6,7
-32
Постоянное перемещение воды в основном вызывается Канинским и Колгуевским
течениями, а также течением Литке (через пролив Карские Ворота). Скорость этого
перемещения составляет около 0,02-0,05 м/с. Значительно большие скорости вызываются
ветровым дрейфом и приливными явлениями. Со 100-летним периодом повторения
наблюдается дрейфовая скорость 0,60-0,65 м/с, а дрейфовая скорость плюс скорость за счёт
приливных течений достигает 1,0 м/с.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Экстремальная высота значительных волн при глубине воды 45 м, соответствующая
шторму, наблюдаемому раз в 20 лет составляет 6,2 м [26]. Волновые условия Печорского моря,
наблюдаемые раз в 100 лет, по данным РМРС [25] приведены в таблице 1.2.
Таблица 1.2 – Волновые условия Печорского моря повторяемостью раз в 100 лет по
данным РМРС
Обеспеченность
Средние
3%
1%
7,3
15,5
17,7
Высоты волн h , м
263
318
330
Длины волн , м
13,0
14,3
14,5
Периоды волн , с
Печорское море в основном мелководно: встречаются глубины не более 10 м. Очевидно,
что при данных условиях волнение с такими характеристиками, как в таблице 1.2, развиться не
может – размеры и форма волн будут трансформироваться. Необходимо произвести перерасчёт
данных таблицы 1.2.
Близкие, достаточные для практики результаты о влиянии мелководья даёт [25].
Максимальная высота волны для данной акватории, т.е. та, при которой наблюдается
обрушение, определяется выражением:
H
hlim g 2 C1 tanh C 2
,
2
g
(1.1)
где g – ускорение свободного падения;
– период волны требуемой обеспеченности;
H 8 м – глубина рассматриваемой акватории;
C1 0,02711 – постоянная, определяющая максимально возможную крутизну волн конечной
амплитуды на глубокой воде;
C2 28,77 – постоянная, отражающая влияние эффектов мелководья.
Длина волны требуемой обеспеченности может быть получена по соотношению:
lim
g 2
2H
tanh
2
(1.2)
Результаты расчётов высот и длин волн приведены в таблице 1.3.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 1.3 – Расчётные волновые характеристики Печорского моря
Обеспеченность
Средние
3%
1%
6,2
6,2
6,2
Высоты волн hlim , м
111,5
123,4
125,2
Длины волн lim , м
Ледовые условия на востоке и западе сильно отличаются друг от друга. В восточной
части моря период между первым появлением льда и полным очищением от него продолжается
в среднем с середины ноября до мая, а в южной части - с октября до июня-июля. Наиболее
вероятная дата образования льда - последняя декада ноября, а освобождения от льда - середина
июня-середина июля. Сплоченность льда - 9/10 в течение 5 месяцев в мягкую зиму и 10/10 в
течение 7 месяцев в суровую зиму. Сплоченность льда менее 5/10 в среднем сохраняется 4
месяца.
Дата очищения акватории от льда летом в районе Приразломной площадки может
изменяться в пределах 110 суток. Наиболее вероятные периоды, свободные от льда, составляют
115-139 или 160-190 суток. За последние 54 года наблюдались четыре периода
продолжительного и четыре периода непродолжительного ледового покрова. Данные о
среднемесячной толщине ровного льда приведены в таблице 1.4.
Таблица 1.4 – Среднемесячная толщина ровного льда в Печорском море
Район
Толщина льда в различные месяцы, м
моря
11
12
1
2
3
4
5
6
Восточный
0,40
0,70
1,00
1,20
1,30
1,40
1,45
1,30
Западный
0,40
0,60
0,80
1,00
1,00
1,10
1,10
1,00
Максимальная толщина ровного однолетнего льда может достигать 1,6 м, наслоенного
льда – 3 м.
Зона берегового припая относительно узкая, и в годы с самыми суровыми погодными
условиями простирается от берега на 10-15 км до районов с глубинами 12-15 м. До начала
января припай в основном состоит из молодого льда толщиной 0,1-0,3 м. Нарастание припая
продолжается до февраля, а взлом льда начинается в апреле-мае в западной части моря и в
конце июня - в его восточной части. На Приразломной площадке самый быстрый рост льда
наблюдается в середине ноября; устойчивое нарастание идет с середины декабря. Ледовый
покров полностью взламывается во второй половине июня. Лед берегового припая неустойчив
и зимой очень часто ломается, что приводит к образованию большого числа торосов. Несмотря
на то, что Печорское море является частью Баренцева моря, где может появляться многолетний
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
лед, здесь, как правило, лед бывает местного происхождения. Многолетний лед из Карского
моря в этом регионе появляется редко.
Интенсивное торошение льда происходит на внешней границе берегового припая. Из-за
ветров, которые дуют с побережья, дрейфующий лед перемещается от берега и образуются
большие пространства воды, свободные от льда. Молодой лед начинает образовываться на
поверхности моря со скоростью до 0,10 м/сут. Когда направление ветра меняется, может
начаться торосообразование. Для образования торосов достаточна зона молодого льда
шириной более 200 м. Количество торосов и гряд уменьшается по мере удаления от внешней
кромки берегового припая.
В среднем дрейфующий лед имеет размеры 500-700 м и площадь 0,2-2 км2. Иногда около
о. Матвеева наблюдались большие ледяные поля. В частности, три аэрофотосъемки,
проведенные последовательно в марте-апреле 1987 г., показали, что средняя площадь льдин
была 4 км2 в марте и 2 км2 - в апреле. Иногда во время откалывания льда от припая под
действием ветров с берега возникают чрезвычайно большие ледяные поля. Одно из этих полей
с площадью 1135 км2 наблюдалось в 1982 г. к западу от о. Матвеева.
Скорость дрейфа льда зависит от силы ветра, скорости течения и приливных явлений.
Скорость движения льда, обусловленная ветром и определяемая как 0,03-0,04 от скорости
последнего, может лежать в пределах 0,1-0,9 м/с. Суммарная скорость дрейфа (вызванного
ветром, течением и приливными явлениями) может достигать 1,1-1,3 м/с.
В Печорском море наблюдались только однолетние торосы. Ими покрыта большая часть
поверхности льда. Торошение в дрейфовой зоне может достигать 3-4 баллов в феврале (60-80%
поверхности моря покрыто торосами) и 5 баллов (100%) – в апреле. Обычно торосы сложены
из блоков толщиной 0,3-0,6 м, но иногда могут встречаться части припая толщиной 1,2 м.
Длина блоков обычно меньше 3 м. Средняя высота паруса лежит в пределах 0,5-2,5 м, но иногда
может достигать 4 м. Высота киля а среднем составляет 3-6 м, однако встречаются и 12-18 м.
Особенности распределения торосистости льда в Печорском море обусловлены
географическим положением региона и своеобразием гидрометеорологического режима, в
частности, некоторой «закрытостью» моря с четкими границами по береговой линии материка
на юге и островов на севере и востоке, активным ледообменом с Белым, Карским и Баренцевым
морями, наличием сравнительно интенсивных морских течений, активной циклонической
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
деятельностью на полярном фронте в зимний период, наличием значительного речного стока в
восточной части моря.
Интенсивный ледообмен с Белым и Карским морями влияет на распределение торосов в
Печорском море, так как из этих районов приносятся льды со значительной торосистостью.
Беломорский лед (сильно всторошенный после прохождения горла Белого моря) поступает в
Печорское море вдоль северного побережья п-ва Канин и далее на восток. Приносу в
Поморский пролив беломорского льда способствуют периоды преобладания южного ветра с
последующим переходом на ветры западных направлений. В результате беломорский лед поступает в Печорское море порциями, смерзается, а затем дрейфует в виде скоплений больших
торосистых полей.
Ледообмен между Печорским и Карским морями происходит через пролив Карские
Ворота. Карский лед (более толстый и более торосистый, чем лед местного образования)
поступает в Печорское море и распространяется на значительные расстояния в виде «языка»,
выдвижению которого способствуют как стационарное течение Литке вдоль южного берега
острова Новая, Земля, так и периоды преобладания северных и северо-восточных ветровых
потоков. Особенно часто происходит вторжение карского льда в начале зимнего сезона. «Язык»
карского льда обычно окаймляют зоны повышенной торосистости и барьеры торосов. Иногда
карские льды существуют в виде изолированного пятна в центральной части Печорского моря
до полного вытаивания льда.
В то же время в зимний период, в зависимости от той или иной синоптической ситуации,
в одних районах образуются обширные полыньи, а в других, одновременно с этим, происходит
сжатие и интенсивное торошение льда.
В результате действия перечисленных выше динамических процессов создается весьма
сложная картина распределения торосистости льда в Печорском море, происходят быстрые
изменения в положении зон повышенной и пониженной торосистости. На рисунке 1.2 приведено наиболее вероятное положение зон экстремально большой и малой торосистости в период
нарастания ледяного покрова и в период его таяния.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 1.2 – Наиболее вероятное положение зон экстремально большой (1) и малой (2)
торосистости в Печорском море в периоды нарастания (а) и таяния (б) ледяного покрова .
Из рисунка 1.2 видно, что в осенне-зимний период зона с экстремально большой
торосистостью (4 балла и более) чаще всего наблюдается в Поморском проливе и далее вдоль
Тиманского берега до траверза Ходоварихи а также в районе острова Матвеев. Наличие зон с
практически ровным льдом (1 балл и менее) наиболее вероятно в западной, северо-западной
части моря, а также к северо-востоку от Шараповых Кошек и в самой Печорской Губе. В период
таяния ледяного покрова очень торосистый лед может с большой долей вероятности находиться
в южной, восточной и юго-восточной частях моря, за исключением Печорской Губы, в которой
вероятность наличия ровного льда максимальна.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Анализ распределения торосистости отдельно по периодам нарастания и таяния
ледяного покрова обусловлен активными динамическим и термодинамическими процессами в
ледяном покрове Печорского моря. Так, повышенная торосистость льдов в Печорском море в
зимний период может значительно уменьшиться в период таяния льдов Как за счет выноса
всторошенных льдов за пределы моря, так и за счет термического разрушения торосистых
образований. И наоборот, торосистость льдов восточной части моря в период их таяния
возрастает в тех случаях, когда в апреле—мае активизируется заток торосистых и толстых
Карских льдов через пролив Карские Ворота.
Анализ природных условий Печорского моря позволил выделить расчётные величины
для прогнозирования нагрузок, они приведены в таблице 1.5.
Таблица 1.5 – Расчётные проектировочные величины для Печорского моря
Средняя Высота волны 1%-ой Скорость
Скорость
Скорость
Толщина
высота
обеспеченности, м
ветра, м/с течений, м/с дрейфа, м/с
ровного
волны, м
льда, м
6,2
6,2
37,8
1
1,3
1,6
Средняя
Длина волны 1%-ой
Высота
Осадка киля
Толщина
длина
обеспеченности, м
паруса
тороса, м
наслоенного
волны, м
тороса, м
льда, м
111,5
125,2
4
12-18
3
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
1.2 Карское море
Карское море является окраинным морем Северного Ледовитого океана. На севере оно
широко открыто к Арктическому бассейну, на западе граничит с Баренцевым морем, на востоке
с морем Лаптевых. В большей части море лежит на материковой отмели. Его площадь 885,2
тыс. кв. км , объем вод 112 тыс. куб. км, средняя глубина 127 м, наибольшая 620 м.
Рисунок 1.3 – Карта Карского моря
Климат Карского моря - прохладный, противоположный. Температура воздуха ниже 0°С
сохраняется на севере 9-10 месяцев, на юге - 7 - 8 месяцев. Средняя температура воздуха в
январе -20, -28°С (малая по -45,-50°С), в июле 1-6°С (наибольшая по 16°С). Различается
неустойчивостью, сильными ветрами, резкими переменами температуры, что разъясняется
пограничным расположением Карского моря меж сравнительно теплыми морями Северной
Атлантики и остужающими районами Центральной Арктики и северной Азии.
Зимой преобладают юго-западные и юго-восточные ветры. Летом – ветры с севера. В
соответствии с Российским территориальным делением, этот регион относится к зоне 7 со
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
скоростью ветра зимой (при 10-минутном периоде осреднения) до 37 м/с. Максимальная
зарегистрированная скорость ветра в порывах – 40 м/с.
Зима в Карском море длительная и прохладная. На большей доли моря доминируют
ветра южных направлений, на северо-востоке отмечаются еще и ветры северных направлений.
Часты штормовые дни. Весной температура воздуха составляет -5,-10°С. Температура воздуха
в июле 5-6°С в западной части моря и 1-2°С на востоке и северо-востоке. Вероятны снегопады.
Среднемесячная температура в октябре одинакова -2,-6°С на западе и -10, -12°С на востоке.
Волновой режим в Карском море определяется главным образом наличием ледяного
покрова, который ограничивает разгон волны. Тем не менее, параметры её могут быть
большими. Так, по данным работы [26], экстремальная высота значительных волн при глубине
воды 45 м в Карском море, соответствующая шторму, наблюдаемому раз в 20 лет, определённая
по методу СПб ГТУ составляет 5,7 м.
В Карском море существует три основных течения: Новоземельское, Ямальское и ОбьЕнисейское, которые создают в море постоянные потоки. Средняя скорость этих течений на
поверхности составляет около 0,02 – 0,05 м/с. Максимальные скорости течения могут быть
вызваны ветровым дрейфом и приливными явлениями. Суммарная величина скорости потоков
может достигать 1,8 – 2,0 м/с.
Образование льда начинается в конце сентября или начале октября. Наиболее
интенсивное нарастание льда происходит в середине октября в северной части моря,
расположенной за 80 ̊ с. ш. Сначала замерзание происходит среди остаточных льдов, откуда оно
распространяется в сторону чистой воды; поэтому перемещение изохрон ледообразования
направлено с северо-востока на юго-запад (рисунок 1.4).
Наиболее позднее замерзание наблюдается в области затока теплых и соленых
баренцевоморских вод. При средних условиях ледообразование всего моря длится в течение 75
суток: с 5 сентября по 18 ноября. При экстремально позднем замерзании оно начинается 20
сентября и заканчивается 24 декабря (продолжительность 95 суток), а при экстремально раннем,
соответственно, 20 августа и 15 октября (продолжительность 56 суток).
Нарастание толщины льда на акватории Карского моря происходит крайне
неравномерно. Преобладающая толщина ровного ледяного покрова осеннего образования к
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
концу зимы в юго-западной части моря составляет около 120 см, а в северо-восточной – около
180 см.
Рисунок 1.4 – Среднемноголетнее положение изохрон устойчивого ледообразования в
Карском море
Таяние ледяного покрова в море начинается в первой половине июня в районе
заприпайных полыней. В течение июня ледовитость уменьшается от 100% до 90% и в
дальнейшем уменьшается в среднем на 7% за декаду (таблица 1.6). Период отсутствия льда
может находиться в пределах 0 – 130 суток. Обычно поверхность моря покрыта льдом примерно
9 месяцев в году.
Таблица 1.6 – Площадь льдов (%) различной сплочённости в Карском море по декадам
летнего периода
Показатель
VI3
VII1
VII2
VII3 VIII1 VIII2 VIII3
IX1
IX2
IX3
Чисто
10
14
19
28
42
52
60
67
71
72
1-6 б
8
10
15
19
19
17
16
14
12
12
7-10 б
82
76
66
56
39
31
24
19
17
16
1-10 б
90
86
81
72
58
48
40
33
29
28
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Море очень динамично, часто происходит сжатие льда. Это сжатие может сильно мешать
навигации. Вероятность позднего полного освобождения от льда южных районов Карского
моря – 10 – 20 %. Береговой припай образуется примерно за 20 суток; он простирается до
районов с глубинами 20 м. У внешней границы припая лёд очень сильно всторошен; некоторые
торосы сидят на мели, образуя стамухи.
Дрейфующий лёд обычно состоит из однолетнего льда. Иногда бывает возможно
появление многолетнего льда. Это вызывается юго-западным течением вдоль восточного
побережья Новой Земли. Доля многолетнего льда может составлять 40% в мае и 20 % в июне.
В работе [26] отмечается, что эти значения могут быть завышены, особенно для полей,
расположенных в южной части моря, вблизи полуострова Ямал.
В течение зимы и в начале весны лёд полностью (10/10) покрывает поверхность воды.
Максимальная скорость дрейфа льда – около 0,5 м/с. Направление и скорость могут в короткое
время изменяться в зависимости от направления ветра. Это может вызвать значительное сжатие
льда, которое влияет на нагрузку, создаваемую льдом, и затрудняет плавание судов. Важным
фактором для навигации является «ледовая река» вблизи Карских Ворот. Она состоит из
относительно мелких кусков льда. А 1995 г. был замечен участок ледовой реки 200 км и
шириной 15 – 20 км.
Наибольшая толщина ровного однолетнего льда в Карском море составляет 2 м,
наслоенного льда – 3,5 м.
На большей части отмечается средняя торосистость льда 1-2 балла. В юго-западной
части Карского моря льды с такой торосистостью занимают 55% площади припая, в северовосточной – 74%. На рисунке 1.5 нанесено распределение среднемноголетней торосистости на
припае для апреля.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 1.5 – Среднемноголетнее распределение торосистости в апреле: 1 - 0÷1 балл; 2
– 1÷2 балла; 3 – 2÷3 балла
В северо-восточной части Карского моря средний балл торосистости на припае один из
самых высоких в арктических морях и составляет 1,7. 97% площади припая в северо-восточной
части Карского моря занимают льды с торосистостью от 1 до 3 баллов. Наибольшая
торосистость в этой части моря наблюдается на подходах к проливу Вилькицкого и в северной
части пролива.
Распределение средней торосистости в феврале показана на рисунке 1.6а. Из рисунка
видно, что преобладает зона с торосистостью 2 балла, покрывающая значительные
пространства как юго-западной, так и северо-восточной частей Карского моря. Зона
повышенной торосистости (2-3 балла, т.е. всторошено около 40 – 60 % ледового покрова)
оконтуривает моря с севера. Количество гряд на километр – менее 4 в 88 % случаев. Средняя
высота паруса – 2 м, а максимальная – 5 м. Последнее значение высоты наблюдалось в северных
районах и завышено в интересах безопасности работ на нефтяных месторождениях. При
отношении осадки киля к высоте паруса, равном 4,5, возможна осадка киля 18 - 20 м.
Особенностью поля средней торосистости ледяного покрова Карского моря является общее
увеличение торосистости с юго-запада на северо-восток.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
В летний период таяния и разрушения льда изменяется структура поля средней
торосистости. На рисунке 7б приведено распределение средней торосистости в Карском море в
августе.
Рисунок 1.6 – Средняя многолетняя торосистость ледяного покрова Карского моря в феврале
(а) и в августе (б)
Максимальная торосистость ледяного покрова Карского моря приведена на рисунке 1.7.
В годы увеличения динамичности ледяного покрова повышенная торосистость (2-3, 3, 3-4
балла) может наблюдаться практически в любом районе моря (рисунок 1.7а). В весенне-летний
период зоны повышенной торосистости (4 балла) сохраняются, но их размеры становятся
значительно меньше (рисунок 1.7б).
Рисунок 1.7 – Максимальная торосистость ледяного покрова Карского моря в феврале (а) и в
августе (б)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Межгодовую изменчивость торосистости льдов можно охарактеризовать различием
максимальной и минимальной торосистости. Наибольшая изменчивость отмечается в районе
крупных проливов, островов, архипелагов и материкового склона и достигает 3-4 баллов. В
северо-восточной части моря разница между максимальной и минимальной торосистостью
составляет около 2 баллов.
Поскольку в пределах припая динамические факторы торосообразования проявляются
слабее, то в Карском море, где припай занимает более обширную область, чем в Печорском,
уменьшение торосистости сильнее, чем в Печорском.
Становление припая в Карском море может происходить в период от конца сентября на
севере моря до конца января у побережья о. Вайгач. По данным спутниковых наблюдений
наиболее вероятные сроки становления припая в северо-восточной части моря приходятся на
середину октября – начало ноября; в Обь-Енисейском районе – на третью декаду октября –
первую декаду ноября; вдоль ямальского побережья (включая Байдарацкую губу) – на первуютретью декады ноября.
При средних условиях развития припая в северо-восточной части моря уже в марте
формируется 96,5% площади припая. Как видно на рисунке 5, в основном к концу марта –
началу апреля распространение припая в северо-восточной части моря завершается; развитие
припая в Обь-Енисейском районе происходит сравнительно интенсивно в среднем до декабряянваря. Затем ширина припая медленно увеличивается по 1-2 км в месяц до мая. Многолетние
изменения северной границы припая происходят в пределах Обь-Енисейского взморья и не
выходят за пределы 10-метровой изобаты, хотя мелководье с глубинами до 30 м
распространяется здесь значительно севернее. Среднее положение границ припая приведено на
рисунке 1.8.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 1.8 – Среднее положение припая в период его нарастания в Карском море
Анализ природных условий Карского моря позволил выделить расчётные величины для
прогнозирования нагрузок, они приведены в таблице 1.7.
Таблица 1.7 – Расчётные проектировочные величины для Карского моря
Скорость
Скорость
Скорость
Толщина
ветра, м/с
течений, м/с
дрейфа, м/с ровного льда, м
40
2,0
0,5
2
Толщина
Высота
Осадка киля Экстремальная
наслоенного
паруса
тороса, м
высота волн
льда, м
тороса, м
раз в 20 лет, м
3,5
5
18-20
5,7
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
2 Архитектурно-конструктивные типы морских стационарных ледостойких
платформ
2.1 Общие сведение о стационарных ледостойких платформах
Гидротехнические сооружения называют ледостойкими, если их конструктивная форма
и размеры несущих элементов определяются прежде всего способностью воспринимать
глобальные и локальные ледовые нагрузки при эксплуатации в ледовой обстановке различного
типа (сплошной лёд, припайный лёд, дрейфующие льдины, дрейфующие торосистые
образования и т.д.). Большинство морских запасов углеводородов на шельфе России
сосредоточено в районах, покрытых практически круглый год дрейфующим льдом разной
степени сплочённости и отличающихся неблагоприятными метеорологическими условиями.
Особый подход к проектированию ледостойких платформ объясняется не только спецификой
основного воздействия со стороны окружающей среды, но и условиями, в которых должно
осуществляться строительство. Это очень короткий летний сезон (2–3 месяца), когда свободная
или покрытая плавающим льдом поверхность моря допускает проводку сооружения на плаву
или на баржах к месту эксплуатации. Это низкие температуры воздуха, способствующие
обмерзанию сооружения и появлению хрупких трещин в материале, низкая температура воды,
затрудняющая подводно-технические работы. Большую роль также играют конъюнктурные
соображения, качество и объём технологического оборудования, наличие производственных
мощностей и уровень развития инфраструктуры, отдалённость от промышленных районов и баз
снабжения.
Первые ледостойкие платформы были построены в 60-х гг. В настоящее время
разработано порядка 100 различных проектов ледостойких платформ и искусственных
островов. Однако промышленное внедрение этих проектов ограничено строительством
металлических платформ в заливе Кука (США) (рисунок 2.1) и платформ кессонного типа для
Баренцева и Охотского морей.
Осуществленные и предложенные конструкции опорных оснований ледостойких
платформ разнообразны по конфигурации и способам возведения и при этом заметно
отличаются
от рассчитанных
в основном
на восприятие
ветро-волновых
воздействий.
Конструктивные решения МЛСП существенно зависят от характера ледовых условий и
глубины моря. Например, для случая незначительных ледовых подвижек (до 10 м/ч) и зоны
припая на глубине до 20 м рациональным техническим решением является строительство
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Изм.
Лист
Таблица 2.1 – Ледостойкие платформы
Месторождение
Тип опорного
платформа
основания
№ докум.
Глубина
моря, м
Клиренс
верхнего
строения,
м
Масса
верхнего
строения,
т
Масса
опорного
основания,
т
Масса
твёрдого
балласта,
т
Масса
хранимого
продукта,
т
33
21
11700
43000
-
-
32
18
19000
32700
-
-
48
21
21000
38400
111000
-
34,5
21
23000
26500
79300
-
19,5
5,5
42400
61200
112870
116250
Свайное
Подпись
Сахалин-1
Дата
Сахалин-2
Витязь
Гравитационное с
сердцевиной
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Гравитационное
(ЖБ)
Сахалин-2
Лунская
Гравитационное
(ЖБ)
Сахалин-2
Пильтун – Б
Приразломная
Гравитационное
Лист
широких сооружений. В этом случае наблюдается уменьшение ледовой нагрузки с увеличением
их плановых размеров.
Специфика ледостойких платформ проявляется также в компоновке верхнего строения,
поскольку такие сооружения должны обладать большей автономностью, т.е. допускать
размещение достаточного количества запасов для ведения буровых и других работ в течение 3–
6 месяцев (вместо 1 месяца в районах с умеренным климатом), когда транспортные связи
по воде невозможны. Длительные низкие
температуры воздуха
(температура
ниже
0 °С держится от 7 до 10 месяцев, а минимальные температуры достигают −46 °С), частые
штормовые ветры зимой и снежные заряды летом вынуждают прибегать к защите всех рабочих
площадок. От воздействия льда приходится защищать и водоотделяющие трубы, через которые
ведется бурение скважин.
При проектировании ледостойких платформ применяется несколько основных приемов
уменьшения воздействия льда на сооружение:
уменьшение числа опорных элементов в районе ватерлинии или сужение конструкции,
поддерживающей верхнее строение;
устройство защитных кожухов вокруг опор для предотвращения их повреждения
от истирающего действия льда;
придание внешней поверхности опоры конической или иной формы, способствующей
переходу ледового покрова от работы на сжатие к работе на изгиб.
Применяются два принципа восприятия ледовых нагрузок: с помощью цилиндрических
колонн, прорезающих лёд, или колонн, имеющих конусность в районе эксплуатационной
ватерлинии, достаточную для ломки льда изгибом, и с помощью наклонной плоскости (угол
наклона к горизонту 50°-70°) для восприятия нагрузки широким фронтом и ломки льда изгибом.
В первом случае в качестве ледостойких пригодны стационарные установки с
конусными цилиндрическими опорами. Установки этого типа эффективны до некоего уровня
ледовых нагрузок, которые определяются прежде всего «суровостью» ледовых условий.
Второй вариант восприятия ледовых нагрузок применяется при проектировании
установок, длительно эксплуатирующихся (большую часть года) в тяжёлых ледовых условиях.
Установки имеют форму массивного кессона круговую или прямоугольную в плане. Размеры
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
установки превышают 100 м в поперечнике, ватерлиния наклонна. Внутренний объём
используется для хранения добытых полезных ископаемых. Количество технологических
запасов должно быть в несколько раз больше, чем для обычной установки, поскольку
снабжение в ледовых условиях затруднено.
Особенности конструкций опорных частей всех стационарных платформ позволяют
классифицировать их по следующим основным признакам:
a) по условиям опирания на дно моря – свайные, гравитационные, свайногравитационные;
b) по материалу конструкций – металлические, железобетонные, комбинированные
(композитные);
c) по типу (расчётной схеме) конструкции – башенные (многоблочные или одноблочные,
ферменные или рамные), мачтовые, маятниковые;
d) по виду конструкции – решётчатые, оболочки;
e) по форме конструкции – цилиндрические, призматические, пирамидальные,
конические, составные и т. д.
Современные стационарные ледостойкие платформы можно разделить две группы:
a) ледостойкие платформы со сквозным опорным блоком на свайном основании;
b) гравитационные ледостойкие платформы.
Такие типы платформ позволяют сочетать в себе положительные качества как свайных
– это установка на глубоководных участках, так и гравитационных вариантов – это
возможность работы в тяжёлых ледовых условиях.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
2.2 Ледостойкие платформы со сквозным опорным блоком на свайном
основании
Эти платформы отличаются от обычных отсутствием раскосов в районе ватерлинии
и наличием ледозащитного кожуха на опорных колоннах.
Типичная конструкция ледостойкой платформы показана на рисунке 2.1. Опорный блок
платформы выполнен из четырех колонн диаметром 4,6 м, соединенных раскосами
и горизонтальными
трубчатыми
связями
только
в подводной
части —
ниже
зоны,
подверженной воздействию льда. Поверху колонны связаны верхним строением. Через
колонны в грунт на глубину 27 м погружено по 8 свай диаметром 0,75 м. Сваи воспринимают
нагрузки от верхнего строения, а также сдвигающие и опрокидывающие усилия от воздействия
льда на колонны. Межтрубное пространство в колоннах заполнено бетоном, а сами колонны
имеют защитный кожух высотой около 15 м. Конструкции платформы выполнены
из высококачественных сталей с пределом текучести не ниже 350 МПа. Благодаря большому
диаметру колонн опорный блок обладает собственной плавучестью и доставляется к месту
установки от береговой базы с помощью буксиров.
Рисунок 2.1 – Верхнее строение (а) и сквозной опорный блок (б) ледостойкой буровой
платформы свайного типа, установленной в заливе Кука
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
В металлической конструкции ледостойкого опорного блока небольшой платформы,
установленной на месторождении газа в Азовском море (рисунок 2.2), также отсутствуют
горизонтальные и наклонные связи в зоне, подверженной воздействию льда. Это способствует
снижению общего сдвигающего и опрокидывающего усилия от воздействия льда на колонны.
В отличие от описанной выше конструкции, сваи забиты не внутри опорных колонн, а через
направляющие, укрепленные на решетчатом ростверке, имеющем в плане большие габариты,
чем палуба платформы. Колонны выполнены из трех соосных труб диаметром 1420, 1020
и 630 мм, межтрубное пространство заполнено бетоном. Платформа предназначена для куста
из четырех скважин, пробуриваемых через колонны. Таким образом, колонны не только
поддерживают палубу с оборудованием, но и защищают бурильные трубы от воздействия льда.
Рисунок 2.2 – Ледостойкий опорный блок платформы свайного типа, установленной в
Азовском море
Большое число колонн и слишком тесное расположение их в опорном блоке приводят
к задержке битого льда и образованию тороса непосредственно под палубой. В связи с эти
конструкция опорного блока в районе ватерлинии должна быть по возможности более
проницаемой для ледовых полей.
Имеется опыт эксплуатации буровой платформы с одной опорной колонной (рисунок
2.7). Такая платформа относится к типу свайно-гравитационных. Она рассчитана на давление
льда толщиной до 1,8 м. Колонна диаметром 8,7 м имеет в своем основании решетчатую
конструкцию, образованную трубами диаметром 4,6 м и двумя цилиндрическими понтонами,
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
используемыми как плавучести при буксировке сооружения и как емкости (объемом около
4000 м3)
при
эксплуатации.
Устойчивость
платформы
от сдвига
и опрокидывания
обеспечивается за счет жидкого балласта (воды и нефти в понтонах) и свай, погруженных через
патрубки в понтонах на 15–20 м. Через колонну ведется бурение 16 скважин, а затем добыча
нефти и газа. Подобные конструкции ледостойких платформ считаются целесообразными
на глубинах до 30 м.
2.3 Гравитационные ледостойкие платформы
Такие платформы удерживаются на месте эксплуатации главным образом за счет
собственной
массы
и балласта.
Ледостойкие
платформы
при
всем
разнообразии
конструктивных форм всегда имеют развитую опорную базу, обычно круглую в плане. Корпус
платформы может быть железобетонным или металлическим. Композитный материал для
изготовления основания платформ не применяется.
По характеру восприятия внешних нагрузок гравитационные сооружения наилучшим
образом отвечают основному принципу, закладываемому в конструкции гидротехнических
сооружений континентального шельфа – максимально возможному снижению объёма работ,
выполняемых в открытом море в условиях незащищённой акватории. Это особенно важно для
арктических морей, где безлёдный период, в который возможно выполнение работ в море,
ограничен всего лишь несколькими месяцами. По сравнению с металлическими платформами
сквозного типа, гравитационные буровые платформы обладают рядом преимуществ [28]:
практически все строительные и монтажные работы по изготовлению сооружения
проводятся на берегу и на хорошо защищённых акваториях, что значительно сокращает
сроки строительства;
собственная плавучесть и наличие специальной системы балластировки позволяют
буксировать такие платформы на большие расстояния и устанавливать их без
применения дополнительной дорогостоящей техники – крупных понтонов и мощных
крановых судов;
непродолжительность процесса установки сооружения на месторождении и полная
готовность его к эксплуатации после установки сводит к минимуму зависимость
процесса ввода сооружения в строй от погодных условий и значительно увеличивает его
надёжность;
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
возможность использовать опорный блок в качестве хранилища для добытого продукта
повышает функциональную ценность сооружения;
возможность неоднократной перестановки делает применение таких платформ весьма
эффективным и устраняет навигационную опасность для судоходства, которая имела бы
место в том случае, если бы они оставались на месте после завершения разработки
месторождения.
Недостатком, присущим гравитационным платформам, является необходимость
наличия для их изготовления глубоководных акваторий, таких, например, как фиорды в
Норвегии или заливы в Шотландии. Именно такие благоприятные условия позволили широко
применять глубоководные железобетонные платформы в Северном море.
Значительная собственная масса и масса технологического оборудования платформы
предъявляет высокие требования к несущей способности грунтов основания в месте установки
сооружения, что также ограничивает область их применения. Однако, следует отметить, что
разработаны сооружения гравитационного типа и для слабых грунтов
Для уменьшения силового воздействия льда на сооружение используются различные
приемы: сужение корпуса в районе ватерлинии, придание в зоне воздействия льда
конусообразной формы корпусу и опорной колонне, поддерживающей верхнее строение,
применение подвижных (плавучих) конусных насадок на колоннах цилиндрической формы.
Несколько вариантов конструкций ледостойких гравитационных платформ показано
на рисунке 2.3. Поиск оптимальных решений продолжается, поскольку каждое конструктивное
решение в разных условиях проявляет положительные или отрицательные свойства.
Цилиндрическая форма опорной колонны удобна с точки зрения производства работ,
снижает материалоемкость сооружения, имеет небольшую площадь, по которой возможно
смерзание с ледяным покровом. С другой стороны, цилиндрическая форма преграды
не способствует изгибу ледяного покрова, и разрушение льда происходит при достижении
им по контакту с опорой предела прочности на сжатие.
Коническая форма опоры способствует снижению горизонтальной составляющей
давления ледового поля на сооружение. Лед, наползая на опору, подвергается изгибу
и разрушается при достижении предела прочности на растяжение на некотором удалении
от опоры Вертикальная составляющая давления льда на опору способствует, когда она
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
направлена вниз, повышению устойчивости сооружения от сдвига. Недостатком конической
формы является возможность образования торосов и их смерзания при остановке ледового
поля, что особенно вероятно на мелководье. Смерзание конической поверхности с ровным
полем также опасно, поскольку оно происходит на существенно большей площади, чем
в случае цилиндрической формы опоры, и в начале движения ледового поля может привести
к сильному увеличению нагрузки на сооружение. Кроме того, коническая форма опоры
осложняет производство работ, увеличивает затраты материалов, затрудняет подход судов,
обслуживающих платформу.
а
б
г
д
в
е
Рисунок 2.3 – Ледостойкие платформы гравитационного типа: а кессонного типа с
наклонным бортом в районе ВЛ; б – кессонного типа с прямым бортом в районе ВЛ; в –
точечного типа; г – кессонного типа с «обратным» ледовым конусом; д – кессонного типа с
ледовым конусом; трёх-колонная точечного типа
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Железобетон как материал при строительстве платформ используется довольно давно,
однако существенный прогресс в этой области стал возможен после применения
высококачественных бетонов м техники предварительного натяжения. Платформы из
железобетона обладают целым рядом преимуществ:
значительно меньшие первоначальные капитальные вложения, т. к. для производства
железобетона требуются общедоступные исходные материалы и сравнительно низкая
квалификация рабочей силы;
возможность придания им любой оптимальной с технологической точки зрения формы;
обладая большой плавучестью, платформы из железобетона позволяют располагать на
них верхнее строение с большими площадями и значительной технологической
нагрузкой, что даёт возможность более полно удовлетворять требования, связанные с
техникой безопасности при распределении на палубах верхнего строения зон для
установки бурового оборудования, жилых помещений, т. е. всего необходимого для
успешной эксплуатации сооружений, кроме того, это позволяет при необходимости
более легко производить замену технологического оборудования;
значительно менее мощные монтажные краны, необходимые для выполнения
строительно-монтажных
работ
на
всех
этапах
возведения
сооружения;
эксплуатационные расходы примерно в пять раз меньше, чем для сооружений из
металла, для условий Северного моря, например, они составляют примерно 1% в год от
стоимости сооружения;
долговечность конструкции, значительно превышающая долговечность конструкций из
металла;
надёжность конструкции, достигаемая тем, что местные повреждения мало сказываются
на общей прочности сооружения, а также высокой усталостной прочностью материала,
его повышенной огнестойкостью;
жёсткость конструкции обеспечивает незначительные деформации под действием
внешних нагрузок и обеспечивает более комфортные условия труда персоналу;
возможность бурения скважин через опорное основание снижает опасность загрязнения
окружающей среды.
На конструкцию железобетонных сооружений гравитационного типа значительное
влияние оказывает глубина моря в месте строительства.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 2.4 – Гравитационные платформы для мелководья: а – цилиндрической формы; б –
монопод; в – на опорных колоннах
На глубинах до 35 м сооружения проектируют либо в виде одного большого опорного
блока, например цилиндрического (рисунок 2.4а, 2.3б), либо в виде платформ, имеющих одну
(рисунок 2.4б, 2.3в, г, д) или несколько (рисунок 2.4в, 2.3е) опорных колонн.
На больших глубинах в акваториях с наиболее простыми ледовыми условиями, как
правило, применяют конструктивные схемы платформ, подобные, приведённым на рисунке 2.5.
Опорная база платформы является её фундаментом и обеспечивает передачу всех видов
нагрузок на грунт основания, кроме того, она выполняет ряд дополнительных функций. Во
время строительства и буксировки опорная база обеспечивает плавучесть сооружения и, вместе
с опорными колоннами, его остойчивость в процессе буксировки и погружения при установке
на дно; конструкция опорной базы должна позволять жёсткую заделку опорных колонн,
поддерживающих верхнее строение.
Внутри опорных колонн прокладываются нефтяные трубопроводы, различные
инженерные сети, размещаются системы и устройства, обеспечивающие успешную
технологическую эксплуатацию платформ, через опорную колонну возможно бурение скважин.
Количество колонн в составе сооружения определяется его назначением, глубиной моря и
обычно варьируется от 1 до 4.
Поперечные размеры колонн должны позволять удобное расположение оборудования,
обеспечивать достаточную остойчивость сооружения на всех стадиях его строительства,
размещение направляющих для буровых труб, различных инженерных систем. Прочность
колонн должна быть достаточной для восприятия внешних нагрузок от технологического
оборудования, волн, льда, ветра, течений и т. п.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
а)
б)
)
)
Рисунок 2.5 - Глубоководные
платформы: а – «Корморант «А»;
б – «Кондип»
Однако, платформы такого типа применения в арктических условиях не нашли из-за
того, что колонны не могут выдержать большой ледовой нагрузки. Тем не менее, следует
отметить что проекты по установке платформ колонного типа в настоящее время существуют
(рисунок 2.3е), но их конструкция сильно отличается от тех, что устанавливают в Северном
море.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Кроме железобетона материалом для изготовления гравитационных платформ также
служит металл. По сравнению с платформами из железобетона они обладают преимуществом:
общий вес такой платформы много меньше. Это приводит к снижению напряжений в грунте
под подошвой сооружения. Кроме того, осадка таких платформ, как во время изготовления на
береговых базах, так и во время буксировки к месту установки значительно меньше, чем у
железобетонных платформ, что расширяет область применения таких сооружений.
Ледостойкая платформа, часто называемая «ледовым островом», показана на рисунке
2.6(г). Эта платформа предназначена для буровых работ на арктическом шельфе Канады при
глубинах моря до 22 м. Корпус платформы массой 16000 тонн буксируется к месту
эксплуатации в начале ледостава. После приема балласта — морской воды в ячеистые отсеки,
образованные трубами диаметром 12 м, платформа садится на дно. С помощью холодильной
установки
балласт
замораживается
и придает
конструкции
жесткость
и способность
сопротивляться воздействию ледовых полей толщиной до 1,8 м. В четырех трубах диаметром
2,4 м размещается по 8 кондукторов для бурения скважин. При необходимости перемены места
эксплуатации платформы балласт растапливается и откачивается.
В 1999 г. на Пильтун-Астохском месторождении на сахалинском шельфе Охотского
моря была установлена первая в России ледостойкая платформа. Модернизированная
гравитационная платформа выполнена из металла и состоит из двух частей, верхней –
платформы «Моликпак», ранее использованной для бурения 10 скважин в море Бофорта в 1985
– 1990 г. г., и подставки высотой 15 м, изготовленной специально на судостроительном заводе
в Комсомольске-на-Амуре, позволившей использование уже существующей платформы
«Моликпак», рассчитанной для установки на глубине до 15 м. Подставка, как и верхняя часть
платформы, в плане представляющая собой восьмигранник размером 110×110 м, была
изготовлена в виде четырёх одинаковых секций, которые были отбуксированы по р. Амур и
Татарскому проливу к п. Большой Камень, где были сварены вместе, а затем отбуксированы на
судоверфь корейской компании «Daewoo», где подставка была состыкована с платформой
«Моликпак». Затем комбинированная платформа была отбуксирована на Пильтун-Астохское
месторождение, где и была установлена на глубине 30 м. Размер верхней части платформы
«Моликпак» составляет 111×111 м, а высота корпуса 29 м. Размер палубы - 73×73 м. Жилой
модуль платформы рассчитан на 104 человека, камбуз рассчитан на 30 посадочных мест,
имеется несколько офисных помещений, радиорубка и медпункты.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Лист
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 2.6 – Ледостойкие гравитационные платформы: а, б – гравитационные из железобетона; в, г –
металлические свайно-гравитационные; д – гравитационная с замораживаемым водным балластом
Платформа «Моликпак» (рисунок 2.7) состоит из кессона, объёмной палубы и модулей
верхнего строения. Кессон опирается на подставку (рисунок 2.8), поставленную на морское дно,
образуя стальное кольцо, несущее объёмную палубу и модули верхнего строения. Кессон
представляет собой стальную конструкцию квадратного сечения со срезанными углами, что
придаёт ему в плане вид восьмиугольника. Нижние 24 м кольца кессона состоят из 12
водонепроницаемых
балластных
цистерн,
которые
придают
ему
плавучесть
при
транспортировке и позволяют балластировать его при посадке на грунт. В верхней секции
кессона имеются 12 ёмкостей для дизельного топлива, две ёмкости для пожарной воды и 4
отсека, обеспечивающие доступ в насосное отделение и вентильные отсеки, расположенные
ниже.
Рисунок 2.7 – Платформа «Моликпак»
Четыре кингстонные коробки, встроенные в боковые стенки кессона ниже ватерлинии,
обеспечивают впуск воды в балластную систему. В каждой из четырёх сторон кессона имеется
сливной клюз диаметром 0,9 м с выходным отверстием ниже ватерлинии для обеспечения слива
отработанных жидкостей в море после их очистки.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 2.8 – Общий вид подставки платформы «Моликпак»
Перед установкой платформы потребовалось сооружение котлована под ее основание с
выемкой 125 тыс. м3 грунта на глубину до 6,5 м в центральной части котлована. Котлован был
засыпан песчано-гравийным грунтом, добываемым на площади разведанного карьера №1,
прилегающей к точке размещения платформы (около 160 тыс. м3). После посадки платформы
на установленное на грунтовую подушку основание, ядро ее балластируется песком. Для
заполнения ядра кессона потребуется около 190 тыс. м3 песка, добываемого на площади
разведанного карьера № 2 в четырех километрах к северо-западу от платформы.
«Моликпак» состоит из кессона, центр которого заполнен песком, обеспечивающим
эффективное закрепление платформы на морском дне. Основные рабочие зоны закрыты, в них
предусмотрен контроль температуры и вентиляции. Оборудование, расположенное на
открытом воздухе, оснащено средствами защиты от обледенения и низких температур. Жилые
помещения рассчитаны на 134 постоянных и 30 сезонных рабочих. На платформе «Моликпак»
применялся метод бурения с расширенным радиусом охвата отклоненных скважин с
максимальным горизонтальным отклонением до 6 км и максимальной глубиной скважин до
6650м.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рабочая палуба опирается на кессон и представляет собой объёмную конструкцию
высотой 4,6 м. Палуба опирается на резино-стальные опоры на полке внутренней стены кессона.
Верхняя поверхность палубы и верхний край кессона находятся на одном уровне. Палуба и
кессон разделены зазором 900 мм. Зазор закрыт скользящими стальными листами, что
позволяет палубе перемещаться относительно кессона. Конструкция палубы изготовлена как
«объёмная балочная палуба».
Объёмная палуба разделена по всей высоте составными двутавровыми балками на 49
отсеков. Проёмы в балках обеспечивают доступ к любым участкам внутри палубы для
размещения оборудования и для складирования.
Модули верхнего строения опираются на палубу и состоят из буровой установки,
вспомогательных систем, хозяйственно-бытовых помещений, склада и жилого модуля
платформы. Верхняя часть кессона обеспечивает дополнительную палубную площадь для
размещения тяжёлых средств обеспечения, таких как пьедестальные краны, бункер для
сыпучих материалов, устройство каротажного прибора на кабеле, а также отдельные устройства,
которые должны размещаться на краю платформы (например, спасательные шлюпки).
В 2011 г. на шельфе Печорского моря была установлена вторая в России и первая в
арктическом регионе гравитационная платформа кессонного типа «Приразломная». С целью
удешевления строительства нижняя часть платформы – кессон – была построена в России на
верфях ФГУП «ПО «Севмаш», а верхняя часть – жилой, буровой и технический модули – были
срезаны с выведенной из строя норвежской платформы «Monitor TLP Ltd».
Платформа (рисунок 2.9) имеет размеры 126×126×40,5 м (без учёта высоты буровой
колонны и факельной мачты), строительную массу 240 тыс. т. Нижняя часть платформы
(кессон) спроектирована для круглогодичной эксплуатации в суровых условиях Печорского
моря. Толщина бетонной стенки кессона составляет 4 м. Она покрыта слоем плакированной
стали, устойчивой к коррозии и износу.
Верхняя часть МЛСП защищена от воздействия льда и волн специальными ледовыми и
волновыми
дефлекторами,
установленными
по
периметру
платформы.
Сам
кессон
одновременно является хранилищем добытой нефти. Сырьё размещается в резервуарах так
называемым «мокрым» способом, когда хранилище постоянно заполнено жидкостью: нефтью
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
или балластной водой, что исключает попадание в ёмкости кислорода и обеспечивает
отсутствие свободной зоны для накопления взрывоопасного газа.
Платформа оборудована комплексами устройств прямой отгрузки нефти (КУПОН),
работающими на основе крановой системы и позволяющими производить загрузку танкеров из
нефтехранилища платформы. Отгрузка осуществляется через одно из носовых приёмных
устройств в зависимости от направления внешних нагрузок (волнения, дрейфа льда, течения,
ветра).
На МЛСП «Приразломная» используется автоматизированная система управления и
безопасности (АСУБ). Дистанционно и в автоматическом режиме АСУБ управляет процессами
добычи, подготовки, хранения и отгрузки нефти, процессами производства и распределения
электроэнергии, а также осуществляет контроль пожарогазовой обстановки. В случае
необходимости система включает аварийную остановку оборудования и технологических
процессов. План верхней и нижней палуб платформы «Приразломная» приведён на рисунках
2.10 и 2.11.
Рисунок 2.9 – Схема платформы «Приразломная»
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 2.10 – План верхней палубы МЛСП «Приразломная»
Рисунок 2.11 – План нижней палубы МЛСП «Приразломная»
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
2.4 Иные виды морских ледостойких стационарных платформ
Современные исследования в области проектирования МЛСП позволяют предложить
следующие варианты архитектурно-конструктивных типов: маятниковая (шарнирная)
(рисунок 2.12), полупогружного типа на натянутых связях (рисунок 2.13), комбинированные
варианты (рисунок 2.14). Эти виды платформ были разработаны в связи с необходимостью
освоения глубоководных месторождений нефти и газа.
МЛСП маятникового типа имеет опорную часть в виде одной вертикальной опоры
решётчатой или сплошной цилиндрической конструкции, которая с помощью универсального
шарнира крепится в нижней части к опорной (фундаментной) плите, закреплённой на дне
моря. Опора закреплена к дну с помощью гибких натянутых связей, которые служат для
поддержания МЛСП в вертикальном положении при воздействии на опору внешних
горизонтальных усилий.
В таблице 2.1 приведён список ледостойких платформ, установленных на шельфе
Российской Федерации на данный момент и эксплуатирующиеся в тяжёлых ледовых
условиях.
Рисунок 2.15 - Ледостойкая платформа с
Рисунок 2.13 - Ледостойкая платформа
шарнирной опорой.
на натянутых связях.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
а
б
в
г
Рисунок 2.14 - Комбинированные варианты ледостойких платформ:
а – гравитационно-свайная платформа на натянутых связях; б – гравитационно-свайная
многоопорная платформа; в – гравитационно-свайная одноблочная платформа; г –
гравитационная платформа с комбинированным (ферменно-понтонным) опорным блоком.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
3 Нагрузки, действующие на стационарные платформы
За время своей эксплуатации на морские стационарные платформы (МСП) действует
множество видов нагрузок в различных своих комбинациях. Морской регистр судоходства [35]
даёт следующую их классификацию:
1. нагрузки, вызываемые действием окружающей среды (волны, ветер, течения, лёд,
сейсмоактивность, грунт, температура и т. п.);
2. нагрузки, создаваемые весом МСП, работой механизмов, устройств и систем,
связанных с работой самого сооружения.
При этом, нагрузки также могут быть постоянными и переменными во времени, а
последние также в зависимости от реакции конструкции на их воздействие могут быть как
статическими, так и динамическими.
Согласно МРС [35], в расчёты необходимо включать только нагрузки, соответствующие
т.н. режиму выживания сооружения или режиму экстремального нагружения, а именно:
1. глобальные и локальные постоянные и переменные нагрузки от воздействия
окружающей среды;
2.
глобальные
и
локальные
функциональные
нагрузки,
соответствующие
экстремальному состоянию МСП по условиям безопасности.
В рамках данной работы рассматриваются только нагрузки от действия ветра, льда,
течения и волн. По Правилам [35], экстремальными значениями этих видов нагрузки могут
считаться только вероятные из максимальных внешних нагрузок с вероятностью повторения
раз в 100 лет. В настоящей главе рассматриваются только нагрузки на сооружения от действия
течения, ветра и волн. Ледовые нагрузки описаны отдельно в главе 4.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
3.1 Волновые нагрузки
Волновые нагрузки – один из немногих видов нагрузок на ледостойкие сооружения,
которые вычисляются отдельно от ледовых. Это связано с тем, что в зимний период
распространение волн по акватории ограничивается присутствием на её поверхности ледового
покрова. Тем не менее, в безлёдный период значительная высота волн, а также особенности
конструкции ледостойких платформ дают в совокупности заметный рост нагрузок, которые
могут даже превысить нагрузки, действующие в ледовый период эксплуатации сооружения.
Как показано далее в главе 4, наиболее рациональной формой широкого сооружения для
установки на мелководье, с точки зрения ледовых нагрузок, является платформа с наклонной
стенкой. Эта особенность конструкции требует иных подходов к определению нагрузок от
волнения в отличии от традиционных платформ с основанием колонного типа. Эффект
проявляется в уменьшении длин и периодов штормовых волн, а также в увеличении крутизны
и высоты при продвижении фронта по наклонной стенке. В месте своего разрушения величина
их давления на конструкцию может оказаться весьма значительной.
При продвижении волны в сторону убывающих глубин, она теряет свою устойчивую
форму, превращаясь в «разбитую» или «прибойную» волну. Разрушение волны происходит при
достижении определённых критических условий, при этом основная энергия волны
расходуется на формирование ударной нагрузки на сооружение, и здесь же формируется
экстремум волнового давления. Существует множество различных теорий обрушения волн при
уменьшении глубины, однако по данным А. А. Смирнова [43, 44] теория Митчела-Хавелона
находится в наибольшем соответствии с данными лабораторных экспериментов. Она основана
на существовании предельного профиля волны, который определяется из условия:
7hк к ,
(3.1)
где hк , к – критические высота и длина волны.
Критическую глубину, на которой происходит обрушение волны и достигается максимум
давления, обозначим как H к .
Российский Морской Регистр [35] приводит методики расчёта нагрузок только на
платформы вертикального профиля. Нагрузки на такие платформы связаны с воздействием
стоячих волн, которые в случае с наклонным сооружением образоваться не могут. Поэтому для
расчёта волнового воздействия на платформу необходимо использовать [36] и [48].
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Согласно действующим СНиП [48], максимальное давление на стенку откоса
определяется следующим выражением:
p w k s k f p rel ghк ,
(3.2)
где k s – коэффициент, определяемый по формуле:
k s 0,85 4,8
h
cot 0,028 1,15 к
к
к
hк
;
(3.3)
k f – коэффициент, зависящий от пологости волны (при 7hк к k f 1 );
– угол наклона грани сооружения к горизонту;
p rel – максимальное относительное волновое давление в точке разрушения, она определяется
высотой волны и её можно представить как:
p rel 2,7766 hк0,3829 .
(3.4)
С возрастанием глубины квадрат волновой скорости и, следовательно, волновое
давление уменьшается пропорционально величине exp 4H
, где H H H к [50].
Величина волнового давления, начиная от критической глубины разрушения до высоты наката
волн на сооружение уменьшается по линейному закону [10, 23].
Соотношение, позволяющее найти глубину, при которой происходит разрушение волны,
было получено в [10] и [23], опираясь на экспериментальные исследования и условие (3.1), и
имеет вид:
H к 4,368h01, 71400, 714 ,
(3.5)
где h0 , 0 – средние высота и длина волн при подходе их к сооружению.
Высота наката волн на сооружение определяется по методике [36]:
hн k r k p k w k run k h1% ,
(3.6)
где k r и k p – коэффициенты шероховатости и проницаемости стенки сооружения (при
использовании железобетона k r 1 , k p 0,9 );
k w – коэффициент, зависящий от скорости ветра (при скорости W 20 м/с k w 1,6 );
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
k – коэффициент, учитывающий угол подхода волн к грани сооружения (принимается по
таблице 3.4 из [36], при фронтальном подходе волн 0 k 1 );
k run – коэффициент наката волн на гладкий непроницаемый откос, зависящий от пологости
волны (при к 7hк k run 0,47 ).
Критическая высота волны, изменённая из-за трансформации самой волны при её
движении по наклонной поверхности сооружения, определяется по соотношению [23, 10]:
hк 0,54h0 0
Hк
0 , 25
.
(3.7)
Данные, полученные в ходе экспериментальных и исследований А. А. Смирновым [43,
44], показали, что при набеге волны на наклонную поверхность её длина уменьшается
следующим образом:
1,600,667 H 0,333 ,
(3.8)
где H – глубина наклонного основания. Это соотношение выполняется в диапазоне
0,02
H
0
0,5 .
Для сооружений, имеющих многогранную форму, также, с точки зрения волновых
нагрузок, приобретает особое значение ширина граней. Это связано с тем, что максимальное
волновое давление возникает на грани, у которой угол между её проекцией на вертикальную
плоскость и волновым вектором k w составляет 90° (рисунок 3.1). Очевидно, что этот угол
изменяется в пределах от 0 до 90 , причём при 0 p w 0 , т.е. в этом случае волновой
вектор параллелен грани сооружения. Таким образом, можно записать выражение,
определяющее давление в каждой точки каждой грани сооружения:
p wi p w cos i ,
(3.9)
где i – номер рассматриваемой грани сооружения.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 3.1 – Схема подхода волн к сооружению
Искомую нагрузку на сооружение от действия волн можно найти интегрированием
волнового давления по каждой грани, однако полученная сила будет направленна
перпендикулярно граням сооружения. Итоговая же нагрузка должна быть параллельна
волновому вектору и плоскости дна:
n
Qw sin Qwi cos i ,
(3.10)
i 1
где n – число рассматриваемых граней сооружения.
Таким образом, общая формула для нахождения глобальной волновой нагрузки на
многогранное сооружение будет выглядеть следующим образом:
H
4H
p w p w
Qw sin i cos 2 i p w exp
hн H к
i 1
H
Si
i
n
dS i
(3.11)
где S i – площадь i -ой грани сооружения;
H H H к – соотношение из [56];
H – длина волны, зависящая от глубины наклонной стенки, вычисляемая по формуле (3.9);
H – глубина наклонной грани.
При этом, в вышеизложенной формуле предполагается, что вниз от ватерлинии (спокойного
горизонта) идут глубины с отрицательным значением, а вверх – высоты с положительным, т.е.
центр координат находится на ватерлинии и ось направлена вверх.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Теперь перейдём к интегрированию волнового давления по поверхности сооружения.
Для этого необходимо перейти к системе координат, расположенной в плоскости грани
сооружения, центр поместим в точку пересечения ребра наклонной грани сооружения с нижним
ребром. Внесём необходимые изменения в формулу распределения давления по поверхности
сооружения и запишем интегралы в определённом виде. Тогда, для классических сооружений
откосного профиля, если рёбра сооружения имеют линейный характер, а нижнее и верхнее
рёбра горизонтальны, выражение (3.11) примет вид:
n
Qw pw sin i cos2 i
Bi y i cot 2 i
i 1
y i cot 1i
H 0 hri
H0 Hк
sin i
sin i
H 0 yi sin i H к
yi sin H 0 H к
dy
1
dy dx , (3.12)
exp 4
2
1 i
i i
3
hнi H к
3
H0 Hк
0
1
,
6
H
y
sin
0
0
i
i
sin i
где H 0 – глубина начала откоса;
Bi – ширина i -ой наклонной грани у основания;
i – угол наклона i -ой грани сооружения к горизонту;
1i , 2 i – углы наклона боковых рёбер i -ой грани к нижнему ребру (т.е. i -ые углы лежат в
плоскости i -ой грани).
Интегрируя, получим:
0 Hк
Hsin
H y sin H 0
Qw p w sin i cos 2 i exp 2,5 к 2 i
1
i 1
0 3 yi sin 3
0
n
H
к
hнi
3H
2
0
B y tan y cot dy
i
i
2i
i
1i
i
2 H к hнi cot 1i cot 2 i 3Bi sin
6 hнi H к 1 cos 2
(3.13)
Интеграл в первом слагаемом выражения (3.13) не вычислен аналитически, поэтому
необходимо прибегнуть к численным методам.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
3.2 Ветровые нагрузки
Расчёт ветровых нагрузок является важной составляющей процесса проектирования
шельфового сооружения. Для его осуществления необходимо иметь достаточные сведения о
характеристике ветрового режима данной акватории. Направление и скорость ветра
определяют по данным многолетних наблюдений в районе эксплуатации сооружения.
Для определения направлений и скоростей ветра строят диаграмму, называемую розой
ветров. Как правило, сооружения имеют ассиметричную форму, поэтому желательно
рационально сориентировать их относительно сторон света, чтобы ветровая нагрузка была
минимальной. Однако, для большинства сооружений это положение оказывается не столь
важным, так как определяющим фактором для них являются волнение, течение, ледовые
воздействия. Нагрузки от ветра обычно не превышают 10 % от полной нагрузки. Тем не менее,
при более подробном расчёте, например усталостной долговечности, необходима достаточно
полная информация о скорости ветра.
При проектировании должна учитываться не только горизонтальная, но и вертикальная
составляющая скорости ветра, распространяющегося над поверхностью воды [2]. Большие
волны отклоняют воздушный поток, что может особенно сказаться в зоне между водной
поверхностью и горизонтальной платформой [72]. Однако, для гравитационных платформ
кессонного типа это не имеет значения из-за отсутствия свободного промежутка между нижней
частью платформы и свободной поверхностью моря. Влияние волн на вертикальный профиль
скорости ветра не учитывается, используется общепринятый закон распределения его средней
скорости на открытой местности.
В расчётах сооружений скорость ветра представляют в виде суммы средней v z и
пульсационной v' t составляющих [41]:
v vz v' t
(3.14)
Средняя скорость определяет статическую составляющую ветровой нагрузки на
сооружение. Она зависит от состояния атмосферы, характера поверхности границы раздела
сред по трассе распространения ветра, высоты точки наблюдения над поверхностью воды.
Различают устойчивый порывистый ветер, для которого характерно постоянство средней
скорости в течение длительного промежутка времени, и шквалистый ветер, при котором
средняя скорость может меняться резко. В расчётах рассматривают только устойчивый ветер.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Пульсационная составляющая скорости определяет в основном динамическую
составляющую ветровой нагрузки на сооружения. Пульсации ветра связаны с турбулентностью
атмосферы, обусловленной, в свою очередь, динамическим и термическим факторами.
Динамическая турбулентность предопределена неровностями обтекаемых поверхностей, из-за
которых происходит срыв вихрей. Температурная турбулентность связана с неравномерным
нагревом отдельных объектов атмосферы и проявляется в виде вихревых потоков воздуха,
устремляющихся в области с меньшей плотностью (нагретые). При большой скорости ветра
более существенную роль играет динамическая турбулентность.
Вихревое (турбулентное) движение воздуха характеризуется в пространстве тремя
составляющими:
продольной
(по
направлению
ветра),
поперечной
(горизонтальной,
перпендикулярной направлению ветра) и вертикальной. Теоретически турбулентность
уменьшается с уменьшением высоты, но измерения показывают, что она не постоянна в
диапазоне высот, представляющих практический интерес. Так как вблизи поверхности
величина продольного компонента превышает величину двух остальных, то ограничиваются
только её рассмотрением. Мерой пульсации является интенсивность турбулентности, которая
на высоте z над границей раздела определяется по формуле:
T
v z
vz
,
(3.15)
где v z – среднеквадратичная амплитуда пульсационной составляющей скорости
(среднеквадратичное отклонение от средней скорости).
Пульсационная составляющая может быть представлена суммой гармонического ряда.
Зависимость энергии S v отдельных гармоник от частоты f или периода 1 f называют
энергетическим спектром пульсационной составляющей скорости. Расчёты сооружений
показывают, что основной интерес как динамическое воздействие представляют пульсации с
периодом до 5 мин. В этом диапазоне удовлетворительно описывает энергию пульсации спектр
Давенпорта [41]:
Sv f
5,76 10 3 f
1200 f
v10,1 1
v10,1
2
4
,
(3.16)
3
где S v f – спектр пульсации, м2/с;
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
f – частота пульсации, Гц;
v10,1 – средняя скорость ветра на высоте 10 м, осреднённая за 1 ч, м/с.
График зависимости спектра Давенпорта от волнового числа
f
v10,1
приведён на рисунке
3.2б. Максимум энергии пульсационной составляющей соответствует волнам длиной
v10,1 f 600 700 м. Этот спектр положен в основу динамического метода в СНиП [47].
Стоит отметить, что Российский Морской Регистр Судоходства [35] тоже рекомендует
использовать спектр Давенпорта для описания ветровых нагрузок. Однако, некоторые
исследования [42] показывают, что при частотах, наиболее характерных для сооружений на
шельфе, спектр Давенпорта может привести к существенному завышению расчётных
параметров ветровых нагрузок.
Для
определения
ветровых
нагрузок
на
шельфовые
сооружения
российские
нормативные документы [35, 47] требуют использовать скорость ветра с интервалом
осреднения 10 мин. Объяснить это общепринятое в России и ряде других стран правило можно
зависимостью энергии пульсационной составляющей скорости ветра от периода, называемой
спектром Ван-дер-Ховена. Он приведён на рисунке 3.2а. Из него видно, что значительный
диапазон времени (от 10 мин до 2 ч) энергия пульсационной составляющей минимальна, что
позволяет обосновать выбор 10-минутного интервала осреднения.
Рисунок 3.2 – Спектры пульсационной составляющей ветра: а) – Спектр Ван-дер-Ховена; б) –
спектр Давенпорта
Таким образом, с помощью спектра Давенпорта можно получить информацию для
расчёта статистических характеристик скорости ветра в любой точке, но для расчёта ветровых
сил, действующих на большую часть конструкции, необходимо установить меру когерентности
скоростей ветра в различных точках с тем, чтобы определить силы давления ветра на каждую
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
часть конструкции, а затем и на всё сооружение. Такой мерой является когерентная функция
[2], связывающая точки x1 и x 2 :
xx f
1 2
S
S x1 x2 f
2
x f S x f
(3.17)
1
1
2
Она характеризует пространственное распределение порывов. Аппроксимацией этой функции
служит выражение:
Cfr
,
vz
x x f exp
1 2
(3.18)
где r . – расстояние между двумя точками;
C – величина, зависящая от особенностей преград:
для плоской жёсткой стенки, обращённой к ветру, при отсутствии точек по вертикали
C Cв 9 , при отсутствии по горизонтали – С С г 16 .
Квадратный корень из функции когерентности – коэффициент взаимной корреляции. Он
определяет соотношение между одноимёнными значениями пульсаций в различных точках
пространства в зависимости от расстояния между этими точками, отнесённого к длине волны
рассматриваемой пульсации.
Величина ветровой нагрузки на сооружение сильно зависит от формы, размеров и
относительного расположения отдельных элементов верхней части строения. Для сооружений,
работающих на арктическом шельфе необходимо рассматривать влияние обледенения на
аэродинамическое сопротивление.
Можно выделить четыре типа [2] элементов верхней части строения в зависимости от их
геометрических
особенностей
(без
учёта
их
аэродинамического
взаимодействия),
определяющих реакцию на воздействие ветра:
1. Конструкции, состоящие в основном из цилиндрических элементов малого диаметра.
Примером могут послужить буровые вышки, крановое оборудование, опоры эстакадного типа
и т. п. Взаимодействие потока с такими элементами в основном определяется числом
Рейнольдса, ветровую нагрузку можно рассчитать по формуле Морисона. Из-за относительно
низкой плотности и высокой сжимаемости воздуха здесь имеет значение только скоростная
составляющая нагрузки. При воздействии ветра на тонкие элементы могут возникнуть
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
вихревые явления, вызывающие поперечные колебания элементов. Здесь особенно важно
учитывать динамическую составляющую скорости ветра, т. к. конструкции этого типа обычно
имеют низкую жёсткость и подвержены явлению резонанса.
2. Элементы, образованные плоскими поверхностями (например жилые блоки, опорное
основание кессонного типа, защитный кожух буровой вышки и т. п.). Поток воздуха при встрече
с острыми рёбрами таких элементов образует вихри, но взаимодействием между вихревыми
следами в данном случае можно пренебречь. Ветровые силы рассчитывают, используя
коэффициенты Давенпорта так же, как для плоской вертикальной стенки, обращённой в
сторону ветра. В этом случае для учёта влияния вариации фаз в различных точках необходимо
вводить функцию когерентности, определяемую выражением (3.17), а в уравнение спектра
давления включать аэродинамическую входную функцию 2 , вычисляемую следующим
образом:
1 2 f
1
1
A/v
,
(3.19)
3
где f – частота пульсации скорости ветра;
v – средняя скорость ветра;
A – площадь поперечного сечения блока, нормальная к направлению потока воздуха.
3. Условно плоские элементы, кромка которых обращена в сторону ветра (палубы,
вертолётные площадки и т. п.). Поток воздуха в данном случае параллелен горизонтальной
поверхности и формирование вихрей на передней кромке палубы или площадке может
привести к возникновению флаттера конструкций этих блоков. Это явление возникает редко,
так как жёсткости рассматриваемых элементов довольно высоки, а палубное перекрытие
проектируется таким образом, чтобы оно не препятствовало проходу воздуха, в результате чего
давление по обеим сторонам перекрытия выравнивается. При необходимости данный вопрос
можно изучить в литературе, посвящённой динамике подвесных крыш и мостов.
4. Опорные колонны сооружений. Расчёт ветровых нагрузок в данном случае имеет
значение прежде всего в случае буксировки платформы. Ветровую нагрузку нужно
рассматривать как случайную нагрузку на группу оболочек вращения с учётом взаимной
корреляции нагрузок на отдельные колонны, изменения скорости ветра по вертикали и
переменность поперечного сечения. Для колонн достаточно больших длины и диаметра
применять формулу Морисона неприемлемо. Расчёт спектральных характеристик ветровых
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
нагрузок выполняют аналогично расчёту прямостенных блоков. При выборе форм нагрузок
учитывают формы изгиба опорной колонны – круговые и меридиональные. Если влиянием
упругих перемещений на величину нагрузки можно пренебречь, задача упрощается и
используют простое распределение ветровых нагрузок, как в случае с недеформируемой
балкой. Дифракционная теория здесь неприменима, т. к. низкая плотность и высокая
сжимаемость воздуха приводят к возникновению попутной струи позади каждой колонны, в
которой давление имеет качественно другой характер. Для учёта этих обстоятельств
поверхность каждой колонны делится на три независимые группы полос: вертикальные,
передние кольцевые и близкие к кольцевым. Затем рассчитывают функции когерентности
между элементами каждой из этих групп.
Современные Российские нормы [35, 47] не предлагают столь детального расчёта
ветровой нагрузки на различные элементы конструкции. Различие форм надводной части
сооружения учитывается введением коэффициентов, определяемых по таблицам.
По нормам РМРС [35] равнодействующая сил ветра, действующего на морские
шельфовые сооружения определяется выражением:
v
2
Qв ет 10 в оз
3
2
S k
i 1i
k 2i i si ,
(3.20)
i
где воз – массовая плотность воздуха;
v – средняя составляющая скорости ветра, определяемая на высоте 10 м от уровня тихой воды
при десятиминутном осреднении;
S i – площадь парусности i -го элемента;
k1i – коэффициент, учитывающий изменение скорости по высоте;
k 2i – коэффициент сопротивления формы i -го элемента, определяемый по таблице 2.4.2.3
части IV «Остойчивость» [35];
i – коэффициент проницаемости i -го элемента, равный 1 для сплошных преград и
определяемый для решётчатых конструкций отношением суммарной площади проекции
элементов конструкции, расположенных в плоскости участка, на который определяется
волновая нагрузка к его контурной площади;
si – коэффициент экранирования i -го элемента (вводится, если две или более параллельные
конструкции, образующие рамы, установлены друг за другом в направлении действия ветра).
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Коэффициент k1i зависит от высоты, на которой расположен вычисляемый элемент
конструкции:
1
z 7
для открытых участков моря – k1i 1 ln ,
10
(3.21)
1
z 5
для прибрежных зон – k1i 1 ln ,
10
(3.22)
где z – высота над уровнем моря, м, 10 z 100 .
Как видно из формулы (3.20), при определении ветровой нагрузки на сооружение РМРС
не учитывает пульсационную составляющую скорости ветра, что может привести к некоторому
занижению величины, при этом Регистр рекомендует для её описания использовать спектр
Давенпорта.
Другой подход при определении нагрузки от ветра у СНиП [47]. Здесь нагрузка
подразделяется на статическую и динамическую составляющие. Статическая рассчитывается
так же, как в Регистре по (3.20) с той лишь разницей, что значения коэффициентов принимаются
по своим таблицам и без учёта коэффициента проницаемости.
Динамическая составляющая нагрузки определяется в зависимости от пульсационной
составляющей скорости ветра. В случае гибкого сооружения, когда период собственных
колебаний Tс 0,25 с, возможность возникновения в этом случае резонанса учитывают
введением коэффициента динамичности. В случае жёстких сооружений динамическая
составляющая нагрузки суммируется со статической, т. е. в формулу (3.20) вместо средней
скорости подставляют сумму средней и пульсационной скоростей:
v v'
2
Qв ет 10 в оз
3
2
S k
i 1i
k 2i si ,
(3.23)
i
где v ' , м/с – пульсационная составляющая скорости ветра.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
3.3 Нагрузки от течений
Морские течения – поступательные движения масс воды в морях и океанах,
распространяющиеся широкой полосой по поверхности и захватывающие значительные по
глубине слои воды. Течения вызываются действием силы трения между водой и воздухом,
движущимся над поверхностью моря, градиентами давления, возникающими в воде,
приливообразующими силами Луны и Солнца, стоками рек. По происхождению морские
течения подразделяют на: ветровые, или дрейфовые, которые являются основным видом
движения поверхностного слоя воды в море; градиентные – конвекционные и плотностные,
обусловленные
неравномерным
распределением
температур;
приливно-отливные,
возникающие под влиянием гравитационных полей на водную массу Мирового океана;
стоковые в районах впадения рек в море. Многие течения обусловлены воздействием
нескольких факторов.
Наибольшей энергией в открытых морях обладают приливно-отливные течения.
Вызванные ими потоки могут искажаться под влиянием сил Кориолиса, ветра и дна. В
прибрежных районах скорости таких течений могут возрастать, особенно в районе сужений.
Скорости течений слабо изменяются по времени, и в этом отношении их можно
рассматривать как стационарные потоки. Распределение скорости воды по глубине зависит от
природы самого течения. Так в приливных течениях, возникающих при распространении очень
длинных приливных волн, движение частиц жидкости почти горизонтально, а уменьшение
скорости с увеличением глубины происходит по закону exp kz , где k 2 – волновое число,
а z обычно имеет отрицательное значение. Для длинных волн k очень мало, и скорость
течения уменьшается с увеличением глубины очень медленно. Таким образом, можно ожидать,
что течение оказывает воздействие на всю подводную часть сооружения в отличие от ветровых
волн, имеющих меньшую длину.
Скорость ветрового течения у поверхности воды составляет 2 – 4 % скорости ветра. По
глубине изменение скорости и направления такого течения оказывается значительным, и
считается, что глубже 100 м ветровые течения не проникают. В расчётах полагается, что с
глубиной скорость ветрового течения убывает по линейному закону до уровня, на котором она
равна нулю, - дна или глубины 100 м. Направление ветрового течения уже у поверхности воды
может отличаться на 30 – 45° от направления ветра и продолжает изменяться так, что на
некоторой глубине оказывается прямо противоположным ветру.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
В соответствии с этими соображениями, Российский морской регистр судоходства [35]
определяет изменение скорости течения в зависимости от глубины при отсутствии сведений о
профиле течений:
H z
vт z vт1 0
H0
1
7
vт 2
H0 z
,
H0
(3.24)
где v т – общая скорость течения на расстоянии z от поверхности;
v т1 – скорость приливного течения на уровне спокойной воды H 0 ;
vт 2 – скорость ветрового течения на уровне H 0 .
Течение может влиять на скорость частиц воды поверхностных волн, и так как
скоростная составляющая волновой нагрузки на преграду пропорциональна квадрату скорости
движения жидкости, то сравнительно небольшое течение может оказывать заметное влияние
особенно на большой глубине. Это действие течения очень существенно особенно для узких
преград, так как вычисляемые по формуле Морисона нагрузки на такие преграды зависят как
от скорости, так и от коэффициента скоростного сопротивления. На инерционную
составляющую течение влияния не оказывает, так как она пропорциональна только ускорению
частиц воды.
Течение может также влиять на поле поверхностных волн. При этом изменяются их
крутизна и амплитуда. Скорость распространения и длина волны также будут изменяться;
иногда волны даже могут быть остановлены течением, что может вызвать потенциально
опасную концентрацию волновой энергии. Волны, распространяющиеся под углом к течению,
преломляются и могут быть направлены вдоль течения, если первоначально оба направления
составляли угол более чем 90°.
В результате взаимодействия течения с неподвижным телом образуются стоячие волны,
аналогичные корабельным волнам, появляющимся при движении тела в спокойной среде. Для
решения задачи воздействия течения на сооружения можно использовать методы с
применением функции Грина, однако они довольно сложны и даже при более рациональном их
применении к преградам большого диаметра возможны искажения результатов из-за
расслоения потока и образования за преградой вихревых следов, что делает недействительным
допущение о потенциальности потока.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
При рассмотрении нагрузок от течения РМРС [35] учитывает как скорость течения, так
и орбитальные скорости частиц в волне, рассматривая таким образом нагрузки от течения
вместе с волновыми. Однако, формы опорного основания сооружений, характерные для МЛСП
(откосный профиль) не нашли отражения в Регистре. Таким образом, нагрузки, вызываемые
течением на арктические платформы не могут быть посчитаны по Правилам [35].
В общем случае нагрузки должны включать составляющие, пропорциональные скорости
и ускорению частиц жидкости. Так как течения можно приближённо рассматривать как
стационарные, в формуле для нагрузки остаётся одно слагаемое и она приобретает вид [41]:
Qт 0,5 в с т v т2 Aт ,
(3.25)
где в – плотность воды;
с т – коэффициент сопротивления;
v т – скорость потока;
Aт – площадь проекции наружного контура подводной части преграды на плоскость,
нормальную к потоку.
Для определения нагрузки от течения в выражении (3.25) используется постоянная
скорость воды, одинаковая по всей поверхности сооружения. Для учёта профилировки скорости
потока необходимо определить среднюю скорость. Для этого проинтегрируем выражение (3.24)
по площади проекции наружного контура подводной части сооружения на плоскость,
нормальную к потоку, и разделим получившееся соотношение на эту площадь:
1
vт
Aт
Нагрузка Qт
H z 17
H 0 z
v
0
v
т2
A т1 H 0
dAт
H
0
т
(3.26)
по направлению совпадает с потоком жидкости. Однако, при
определённых условиях возникают силы, направленные перпендикулярно потоку. Такие силы,
называемые боковыми, появляются из-за того, что вихри поочерёдно с разных сторон
отделяются от преграды. Боковые силы являются пульсирующими, и частота их изменения
зависит от скорости набегающего потока, ширины сооружения и числа Рейнольдса. Амплитуда
боковой силы значительно меньше, чем у сил, направленных по течению, но из-за
динамического характера она может представлять опасность для сооружений и элементов,
частота собственных колебаний которых близка к частоте срыва вихрей.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
4 Теоретическая оценка ледовых усилий, действующих на платформы
4.1 Представление феноменологической модели
Основной внешней нагрузкой, действующей на арктические шельфовые сооружения,
является ледовая. Характерными ситуациями возникновения ледовой нагрузки на конструкции,
расположенные в районах с суровыми арктическими условиями, является подвижка ледового
покрова при смерзании льда с сооружением и движение ледового покрова при отсутствии
адгезионных явлений. Эти ситуации могут трактоваться как одна, поскольку отличаются только
в величине предсказываемой нагрузки. Ситуация возникновения нагрузки в результате
изменения уровня воды при условии смерзания льда с сооружением не является типичной для
шельфовых сооружений, поскольку обычно они расположены в открытом море, где изменения
уровня морской поверхности часты и продолжительность контакта недостаточна для развития
существенной адгезии. Кроме того, данные сооружения обладают достаточным весом, чтобы
нагрузки, вызванные колебанием морской поверхности, не оказывали влияния на устойчивость
конструкций.
При проектировании сооружений различают ледовые нагрузки глобального и местного
характера. Местная нагрузка действует на отдельные элементы конструкции и оказывает
влияние на прочность данного конкретного элемента. Глобальная нагрузка представляет собой
суммарную нагрузку на сооружение и определяет общую устойчивость и прочность
конструкции.
На сегодняшний день в мире отсутствует единый подход к определению глобальной
ледовой нагрузки, а разброс значений нагрузки, рассчитанных различными методами, велик и,
даже при единых исходных данных, может составлять десятки раз [67, 91, 92]. Попытка
классифицировать всё многообразие методов расчёта ледовой нагрузки была предпринята в
работе [92]. Схема приведена на рисунке 4.1.
По характеру процедуры расчёта, с целью последующего определения надёжности
конструкции методы расчёта ледовой нагрузки подразделяются на вероятностные и
детерминистические. В действительности методы, трактуемые как детерминистические,
больше являются полувероятностными, поскольку некоторые исходные данные для
определения нагрузок вводятся в рассмотрение с некоторой обеспеченностью.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Лист
Рисунок 4.1 – Классификация методов расчёта глобальной ледовой нагрузки
По способу физического моделирования процесса взаимодействия с сооружениями
методы
расчёта
глобальной
ледовой
нагрузки
подразделяются
на
аналитические,
экспериментальные и численные. При аналитических методах моделирования различают
следующие сценарии взаимодействия:
1. сценарий ограниченного напряжения;
2. сценарий ограниченного количества движения (кинетической энергии);
3. сценарий ограниченной силы;
4. сценарий раскалывания.
Термин «ограниченный» в данном случае используется для обозначения определяющих
параметров при расчёте пиковых нагрузок на сооружения.
Сценарий ограниченного напряжения предполагает, что нагрузка, действующая на
сооружение, достигает своего максимума, когда величина нормального напряжения достигает
некоторого предельного значения по всей площади контакта.
Взаимодействие ледового образования с сооружением протекает по сценарию
ограниченного количества движения, если величина кинетической энергии льда недостаточна
для его внедрения на расстояние радиуса сооружения. В этом случае величина нагрузок меньше
возникающих в случае сценария ограниченного напряжения.
Сценарий ограниченной силы предполагает, что величина максимальной нагрузки на
сооружения определяется давлением ветра и течения на ледовое образование, подходящее к
сооружению, и движущей силой льда, подпирающего сзади. Этот сценарий может являться
определяющим при навале льда на широкое сооружение, когда ледовое поле останавливается и
разрушается следующий сзади тонкий лёд. В случае сценария ограниченной силы можно
выделить следующие ситуации:
1. Ледовое образование может собирать нагрузки от окружающего льда и передавать на
сооружение. Если эта нагрузка достаточно велика, произойдет прорезание и сценарий
ограниченного напряжения будет доминирующим.
2. Если нагрузка недостаточно велика и окружающий лед слабее льда, остановившегося перед
сооружением, позади последнего будет развиваться формирование торосов.
Если размеры ледового образования достаточно малы, то после короткого внедрения может
произойти раскалывание ледового покрова на несколько частей. Это приводит к появлению
нагрузок меньших, чем в случае сценария ограниченного напряжения [62, 63, 93].
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Анализ [83] показывает, что при использовании детерминистического подхода к оценке
максимальной нагрузки, сценарий ограниченного напряжения является доминирующим и
достаточным для определения нагрузки.
В российских нормах [3] рассматривается только сценарий ограниченного напряжения
взаимодействия льда с сооружением. Российские нормы [46, 48] для сооружений с
вертикальными гранями рассматривают сценарии ограниченной силы, напряжения и
кинетической энергии, в то время как для сооружений с наклонными гранями приводится
формулы расчёта нагрузки согласно сценарию ограниченной силы и напряжения. Ситуация
раскалывания ледового образования не находит отражения. Нормы США [61] содержат ссылки
на работы по расчёту нагрузки для каждого из типов взаимодействия. В то время, как
российские нормы для определения ледовой нагрузки на сооружения используют
детерминистический подход, нормы США и Канады [61, 66] не носят строго характера и не
ограничивают проектировщика в выборе метода расчёта нагрузки, но требуют определения
нагрузки с заданной повторяемостью.
Согласно данным, приведённым в [7] и [17], значения нагрузок, рассчитанные с
помощью различных норм могут различаться в несколько раз. Так рекомендуется применять
нормы ВСН [3] при скорости дрейфа льда не более 0,5 м/с, при большей скорости дрейфа расчёт
рекомендуется производить по СНиП [48]. Расчёт по методике СТО Газпром [46] выполняется
при значениях параметра относительной ширины преграды d/h ≥ 10 (d – диаметр сооружения,
h – толщина льда).
Для более точного теоретического представления физической картины взаимодействия
льда с сооружением необходимо представить ледовую нагрузку как функцию ряда параметров.
Эти параметры были проанализированы как факторы, определяющие ледовую нагрузку и
характер взаимодействия ледового образования с сооружением (рисунок 4.2). Их можно
разделить на три группы:
1. факторы, характеризующие ледовое образование;
2. факторы, характеризующие сооружение;
3. факторы внешней среды.
Факторы внешней среды, а также геометрические, физико-химические и кинематические
параметры ледового образования определяются, исходя из природно-климатических
характеристик и ледовых условий в предполагаемом районе установки платформы. Физикомеханические характеристики льда формируются под воздействием физико-химических
свойств.
Конструкторской
оптимизации
же
подлежат
геометрические
факторы,
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Лист
Рисунок 4.2 – Классификация параметров, влияющих на ледовую нагрузку
характеризующие сооружение. С точки зрения геометрических параметров, определяющих
характер взаимодействия льда с сооружением, платформы можно разделить на несколько типов
(рисунок 4.3).
На схеме, изображённой на рисунке 4.3, под термином «отрицательный угол наклона
профиля» понимается такой профиль, который вызывает ломку изгибом вниз, т.е. так
называемая «перевёрнутая» форма.
Разделение ледостойких платформ на узкие и широкие было предложено П. Краем в работе
[22]. Им было проведено исследование так называемого «масштабного эффекта», т.е.
неодновременности процессов разрушения льда по ширине сооружения, и представлены
убедительные доказательства существования зависимости схемы разрушения льда и величины
ледовой нагрузки от относительной ширины сооружения. Здесь и далее под относительной
шириной (или диаметром) сооружения будем понимать отношение ширины (диаметра)
сооружения по ватерлинии (D, м) к толщине ровного поля льда (hл, м), взаимодействующего с
сооружением.
Ледостойкие платформы
По форме
По размерам
Узкие
- в плане
- конические и цилиндриМногогранник
Круг
Прямоугольник со
ческие при D/hл < 15
-с
плоской
стенкой
(наклонной или верти-
скошенными углами
кальной) при D/hл < 10
- профиля
Прямые
Широкие
Наклонные
- конические и цилиндриС положительным углом
наклона
С отрицательным углом
наклона
ческие при D/hл ≥ 15
-с
плоской
стенкой
(наклонной или вертикальной) при D/hл ≥ 10
Рисунок 4.3 — Классификация платформ по геометрическим параметрам
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Платформы с вертикальным профилем стенки более просты в изготовлении, буксировке и
установке на место бурения, однако их процесс взаимодействия со льдом сильно отличается от
сооружений с наклонным профилем стенки. В настоящее время накоплено большое количество
работ разных авторов, посвящённых данной теме [70, 73, 80, 81, 85, 94, 95]. Выделяется шесть
типов разрушения льда при взаимодействии с сооружением с прямой стенкой (рисунок 4.4):
ползучесть, образование радиальных трещин, потеря устойчивости, образование кольцевых
трещин, скалывание, смятие.
а
б
г
в
д
е
Рисунок 4.4 – Типы разрушения льда при взаимодействии с прямостенным сооружением:
а – ползучесть, б – образование радиальных трещин, в – потеря устойчивости, г –
образование кольцевых трещин, д – скалывание, е – смятие.
Все эти варианты разрушения льда о прямостенное сооружение имеют место быть при
различных величинах толщины льда, ширины сооружения, скорости дрейфа льда. На рисунке
4.5 приведены результаты исследований изменения модели разрушения льда, проведённых в
[73], при вариации различных параметров. Здесь по горизонтальной оси отложена
относительная ширина сооружения D/h (D – ширина сооружения, h – толщина льда), по
вертикальной – относительная скорость дрейфа ледяного поля V/2D (V – скорость дрейфа, D –
ширина сооружения).
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 4.5 – График изменения модели разрушения льда о вертикальную преграду
Из графика видно, что основным режимом разрушения льда на низких относительных
скоростях является потеря устойчивости, а на высоких – смятие. Оба этих режима
сопровождаются повышением уровня ледовой нагрузки. В то же время, сооружения с
наклонной стенкой позволяют перейти от ломки льда в ходе потери устойчивости и смятия к
ломке изгибом. Уровень ледовых нагрузок, возникающих в этом случае, гораздо ниже, что
подтверждается опытами [80]. Именно этот аспект заставляет отказаться от применения
прямостенных сооружений в качестве платформ, работающих в суровых ледовых условиях, в
пользу сооружений с наклонной стенкой.
Картина взаимодействия льда с сооружением также зависит от относительной ширины.
Перед относительно узким сооружением не происходит скопления обломков льда, в то время
как относительно широкое обладает «эффектом бульдозера», в результате чего перед
сооружением образуется «ледовое нагромождение».
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Процесс взаимодействия платформы с положительным углом наклона профиля стенки
носит ярко выраженный циклический характер и происходит в три этапа:
1. Взаимодействие ледового поля со стенкой платформы;
2. Формирование надводного нагромождения обломков льда (на надвигающемся льду);
3. Провал надводного нагромождения под надвигающийся лёд.
Также на величину ледовой нагрузки большое влияние оказывает форма сооружения.
Круглые и многогранные в плане сооружения способствуют проталкиванию ледовых обломков,
что уменьшает нагрузки от нагромождения битого льда.
Отрицательный угол наклона стенки способствует быстрому удалению обломков льда перед
сооружением, вследствие чего значительно снижаются нагрузки от нагромождения битого
льда.
Тем не менее, если под водой сформируется достаточно большая масса ледовых обломков,
может произойти их сцепление с дном. В этом случае нагрузки от надвигающегося льда будет
воспринимать не сооружение, а подводное нагромождение, т.е., работая по принципу стамухи,
передавать нагрузки на дно. В такой ситуации глобальная ледовая нагрузка на платформу
сводится практически к нулю, что позволяет эксплуатировать шельфовые сооружения в очень
суровых ледовых условиях. Этот сценарий возможен только при условии мелководья.
Очевидно, что в данном случае более выигрышной окажется прямоугольная форма сооружения,
которая обладает наибольшей способностью накапливать перед собой обломки битого льда.
Таким образом, можно сделать вывод, что для узких сооружений более приемлемой
окажется форма круга с отрицательным углом наклона стенки, т.е. так называемый
«перевёрнутый конус». Для сооружений, устанавливаемых на мелководье – относительно
широкая прямоугольная или многогранная форма с положительным углом наклона стенки.
С учётом вышесказанного, рассмотрим подробнее этапы взаимодействия широкой
платформы с плоской формой и положительным углом наклона профиля стенки с ровным
ледовым полем.
На первом этапе (рисунок 4.6а) происходит смятие нижней кромки ледовой пластины,
сопровождающееся появлением и распространением сначала радиальных, а затем окружных
трещин. Образование трещин вызвано ломкой льда изгибом вверх о грань сооружения.
Образовавшиеся обломки льда разворачиваются на наклонную поверхность сооружения,
вызывая смятие берегов трещин ледового поля. После разворота обломки начинают скользить
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
вверх по наклонной грани сооружения. Для этого этапа характерно отсутствие нагромождений
обломков льда.
На втором этапе (рисунок 4.6б) скользящие по наклонной поверхности блоки льда,
достигнув места, в котором наклонная стенка переходит в вертикальную, опрокидываются на
надвигающееся ледовое поле. Часть обломков скользит вдоль граней сооружения и уносится
вместе с дрейфующим льдом, а часть остаётся на льду перед сооружением, образуя надводное
нагромождение. Дальнейшее взаимодействие сооружения со льдам происходит при наличии
надводного нагромождения. Этот процесс продолжается до тех пор, пока не будет исчерпана
несущая способность надвигающегося ледового поля.
Третий этап (рисунок 4.6в) характеризуется потерей ледовым полем несущей способности,
провалом и уходом под воду надводного нагромождения. Часть обломков льда уносится вместе
с дрейфующим полем за платформу, а часть остаётся под водой перед платформой, формируя
подводное нагромождение. Далее процесс продолжается, но уже при наличии подводного
нагромождения.
На четвёртом этапе (рисунок 4.6г) происходит рост подводного нагромождения, процесс
сопровождается постепенным увеличением объёма льда, проталкиваемого вдоль сооружения.
Связано это с тем, что, увеличиваясь, подводное нагромождение приобретает в плане более
обтекаемую клиновидную форму. Рост подводного нагромождения продолжается до тех пор,
пока его величина не достигнет своего максимального значения, а все поступающие обломки
льда не будут уноситься за платформу. Если платформа установлена на мелководье, то процесс
её взаимодействия с ледовым полем при наличие обломков под и на его поверхности
продолжается до тех пор, пока глубина подводного нагромождения не достигнет глубины
акватории, т.е. не произойдёт касание дна. Дальнейшие этапы взаимодействия с ледовыми
образованиями характерны только для сооружений, установленных на мелководье.
На пятом этапе (рисунок 4.6д) подводное нагромождение, касаясь дна акватории, начинает
передавать на него часть нагрузки от надвигающегося льда, тем самым уменьшая воздействие
на платформу. С этого момента циклическая нагрузка на сооружение начинает уменьшаться.
На шестом этапе (рисунок 4.6е) процесс увеличения массы подводного нагромождения
продолжается до тех пор, пока оно полностью не сядет на дно и не начнёт поддерживать ту
часть надвигающегося ледового поля, на котором находится надводное нагромождение, тем
самым препятствуя провалу льда. В этой ситуации значительное увеличение массы надводного
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
нагромождения приведёт к увеличению сил сопротивления дрейфу надвигающегося ледового
поля, что может привести к его остановке.
Седьмой этап (рисунок 4.6ж) характеризуется остановкой надвигающегося ледового поля.
В этой ситуации доминирующим оказывается режим ограниченной силы. На сооружение
начинают передаваться нагрузки от окружающего льда.
Развитие событий на восьмом этапе может пойти по двум путям:
1. Происходит прорезание ледового поля сооружением, что сопровождается резким
увеличением ледовой нагрузки. В этом случае режим разрушения льда определяется
согласно графику на рисунке 29. Этот процесс продолжается вплоть до начала развития
событий по второму варианту.
2. Происходит разрушение более тонкого льда, идущего сзади. Происходит фактическое
объединение подводного и надводного ледовых нагромождений.
Данная ситуация разрушения льда от квазисжатия впервые была описана Вейхраучем в [97] и
позднее подтверждена экспериментально в [76].
На восьмом этапе (рисунок 4.6з) лёд начинает разрушаться уже не о сооружение, а о
сформировавшееся единое ледовое нагромождение, сцепленное с дном, которое работает по
принципу стамухи. С этого момента оно начинает воспринимать всю ледовую нагрузку [100].
Вопросы взаимодействия льда с сооружением при касании подводным нагромождением дна
в данной работе не рассматриваются.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
а)
б)
в)
г)
д)
е)
ж)
з)
Рисунок 4.6 – Модель взаимодействия льда с сооружением наклонного профиля:
а) – первый этап; б) – второй этап; в) – третий этап; г) – четвёртый этап; д) – пятый этап; е) –
шестой этап; ж) – седьмой этап; з) – восьмой этап
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
4.2 Обзор существующих математических моделей процесса
В настоящее время в мире нет единого подхода к определению глобальной ледовой
нагрузки, а различие величин, полученных с помощью разных способов для одних и тех же
условий, может составить десятки раз [52, 67, 91, 92]. Ситуация осложняется ещё и тем, что
большинство методик описывают нагрузку на сооружения конической формы, в то время как
платформы иной геометрии не находят отражения в этих методах.
Разброс данных очень хорошо иллюстрируют результаты расчётов [52], приведённые на
рисунке 4.7. На рисунке 4.7а изображена зависимость нагрузки на сооружение от подвижки
ровного льда на сооружение конической формы разного диаметра, рассчитанное согласно ряду
детерминистических методик, заложенных в Российских и Западных нормах. На рисунке 4.7б
показаны зависимости математического ожидания экстремальных ледовых нагрузок с
повторяемостью раз в сто лет от диаметра цилиндрической конструкции, полученные [52] в
результате вероятностного моделирования по методу Монте-Карло для условий Печорского
моря. В другом расчёте [17], произведённом по нормативным методикам различных стран,
определялись ледовые нагрузки на опоры конусного типа разного диаметра для условий
Киринского газового месторождения, также были выявлены расхождения величин проектных
нагрузок (рисунок 4.8). Разброс полученных значений нагрузки, приведённый на этих графиках,
ярко
указывает
не
несовершенство
существующих
методов
её
расчёта.
Перечень
существующих математических моделей приведён в таблице 4.1 [52].
1 – [48, 61] (метод Ральстона)
2 – [66] (модель Кроасдейла)
3 – [3]
Рисунок 4.7а – Нагрузка от ровного льда на сооружение конической формы (угол наклона
передней грани к горизонту 50°, толщина льда 1,74 м, прочность льда на изгиб 0,72 МПа)
согласно методам расчёта, заложенных в различных нормативных документах
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
[48]
[48]
[3]
[64]
[66]
Рисунок 4.7б – зависимость математического ожидания ледовых нагрузок с повторяемостью
один раз в сто лет от диаметра опоры
а)
б)
Рисунок 4.8 – Результаты расчёта ледовой нагрузки от воздействия ровного ледового поля на
одиночную цилиндрическую опору диаметром: а) – 82,3 м; б) – 21,3 м
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 4.1а – Эмпирические методики определения ледовой нагрузки на сооружения от
воздействия ровного ледяного поля
Исследование
Исходные данные
Формула для горизонтальной составляющей
моделирования
нагрузки
2
Афанасьев
h 2,5 3,4 см
1,76 R f h d w 3,14 l c 4 tan
N
2
(1972) [60]
h
R f 0,4 кг/см
1,93l
c
v 1 см/с
39, 45, 60
d w 6, 12, 18 см
N h mn1d w hRc
m – коэффициент, учитывающий условия контакта
льда и сооружения
n1 cos 2
Дэнис и Берха
(1977) [71]
Эдвардс
Кроасдейл
(1976) [74]
и
h 1,9 6,8 см
R f 0,01 0,41 кг/см2
v 0,6 см/с
45
Саеки и др. h 5 см
(1979) [90]
v 0,01 0,1 см/с
45 75
d w 5 10 см
Пирк
Стриклэнд
(1979) [86]
и
Nh
f
R f h2
45
1,3
50
1,6
60
3
65
4,8
70
7
75
9
N h a0 R f h 2 a1 pw d w h 2
a 0 , a1 – некоторые коэффициенты
Брукс (1981)
[65]
Хираяма
(1982) [78]
Весселс
Йохман
(1991) [99]
N h 1,6R f h 2 6 pw gd w h 2
и
N h a0 R f h 2 a1 pw gd w1,3 h1,7 a2 pw gv 2 d w2
a 0 , a1 , a 2 – некоторые коэффициенты
h 6,5 9 см
50, 60, 70, 80
d w 10,7 17,1 см
Nh
1,35d w
0,3
2
lc
R f h tan
h 5 55 см
84
d w 202 см
N h 0,5d w0,5 h1,1 Rc
h – толщина льда; R f – прочность льда на изгиб; Rc – прочность льда на сжатие; v – скорость
льда; – угол наклона передней грани сооружения к горизонту; d w – диаметр сооружения по
ватерлинии; p i – плотность льда; p w – плотность воды; g – ускорение свободного падения; l c
– характерная длина; – коэффициент трения льда о поверхность сооружения
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 4.1б – Аналитические методики определения ледовой нагрузки на сооружения от
воздействия ровного ледяного поля
Исследование
Характер модели
Формула для горизонтальной составляющей
нагрузки
3
Невел (1972) Трёхмерное решение на
a
6N h
2a
1,05
0,5
[84]
основе
положений
2
lc
lc
теории
упругости. R f h b0
Рассматривается
a – расстояние от вершины клина до окружной
нагрузка, требуемая для трещины;
разрушения
ледовых b0 – некоторая константа
клиньев
вокруг
сооружения,
образованных
в
результате появления
радиальных трещин
Ральстон
(1977) [88]
Кроасдейл
(1978) [68]
Трёхмерное решение на
основе
положений
теории пластичности.
Рассматриваются
составляющие нагрузки
от разрушения льда и
наличия обломков на
наклонной
поверхности.
Метод
Ральстона
позволяет
определять
ледовую
нагрузку на коническое
сооружение
формой
вверх и формой вниз
(опрокинутый конус)
Решение на основе
теории упругости –
изгиб
балки
на
гидравлическом
основании.
Рассматриваются
составляющие
нагрузки: изгибающая
разрушающая нагрузка
и сила, необходимая,
чтобы
лёд
начал
нагромождаться
у
лицевой
стороны
сооружения.
N h A4 A1 R f h 2 A2 pw ghd w2 A3 pw ghr d w2 d 2
D – диаметр «горловины» конуса
hr – толщина нагромождения обломков льда на
наклонной поверхности
p gd 2
A1 , A2 f w w
Rf h
A3 , A4 f ,
Для случая опрокинутого конуса в зависимости
для расчёта ледовой нагрузки и в функциях для
определения параметров A1 , A2 следует
p
учитывать параметр w вместо p w
9
0 , 25
gp w h 5
pi gd w hzc 2
N h c1 R f d w
E
E – модуль упругости льда
z – максимальная высота нагромождения
обломков льда
sin cos
c1 0,68
cos sin
sin cos
c2 sin cos
cot
cos sin
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Продолжение таблицы 4.1б
Фредеркинг
Решение, учитывающее
(1980) [75]
образование
радиальных и окружных
трещин
в
ледовом
покрове
при
взаимодействии
с
конструкцией
N h N br N r N s
N br – составляющая нагрузки от разрушения льда
N br 0,33cR f h 2 tan 2 1,16 0,0325c
a
2,26 0,0825c
lc
N r – составляющая нагрузки от поворота льда
при скольжении вдоль наклонной поверхности
N r H r sin H r cos
N s – составляющая нагрузки от движения блоков
льда вдоль наклонной поверхности
N s H s sin H s cos
xF
Hr
l b f Q
x lb 3d w lb 2lb tan 2 d w tan 2 6
d
F pi hl b2 w tan 2
lb
H s F cos
sin cos
c
cos sin
– угол клина, образованного радиальными
трещинами в ледовом покрове
l b – расстояние от вершины клина до границы
разрушенного льда
1 f Q – коэффициент, зависящий от
Кроасдейл
(1993) [68]
0 , 25
Решение на основе
gp w h 5
sin cos
положений
теории H b 0,68
R f d w
cos sin
E
упругости. Нагрузка на
2
сооружение
tan
2
0,5 cot
рассматривается
как H p d w z i pi g 1 1
tan
сумма составляющих от
dwP
разрушения льда H b , H r
cos sin
проталкивания
льда
сквозь нагромождение H 0,5d z 2 p g 1 sin cos cot cot
l
w
i
ледовых
обломков
cos sin
перед
сооружением
tan
sin cos
H p и вверх по уклону 1 tan 0,5d w z 2 pi g 1 cos sin
2
сооружения H r , от
tan
sin cos
tan
cd w z1
подъёма обломков на tan 1
tan
cos sin
tan
поверхность
cos
приближающейся
H t 1,5h 2 pi gd w
sin cos
льдины до того как она
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Продолжение таблицы 4.1б
сломается H l , от z – высота нагромождения обломков
поворота
ледовых i – коэффициент трения лёд-лёд
обломков у верхней – пористость ледяной сморози
части конуса
– угол, образуемый кучей обломков с
горизонталью
c – сцепление в сморози
– угол трения ледяной сморози
P 0,5 i i pi g 1 z 2 sin cot cot
tan
2
1
0,5 i pi g 1 z cos cot
tan
tan
sin cos
1
zgpi g
sin
tan
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
4.3 Представление математической модели
Представленная в данной работе математическая модель основана на схеме разбиения
глобальной ледовой нагрузки на составляющие, предложенной К. Кроасдейлом [68]. Выбор
данной схемы обусловлен наиболее близким её соответствием с реальными физическими
процессами, происходящими при взаимодействии ровного поля льда с платформой. Принцип
разделения глобальной ледовой нагрузки на сооружение по методике Кроасдейла представлен
ниже.
H tot H b H p H r H l H t ,
(4.1)
где H tot – глобальная ледовая нагрузка на сооружение;
H b – сила ломки ледового поля;
H p – сила, необходимая для проталкивания ледового поля между надводным и
подводным нагромождением обломков льда;
H r – сила, необходимая для проталкивания слоя битого льда по наклонной поверхности
сооружения;
H l – сила, необходимая для поддержания нагромождения на поверхности ледового
покрова и поворота льда под нагромождением на наклонную поверхность;
H t – сила, необходимая для разворота обломков льда при переходе наклонной
поверхности сооружения в вертикальную.
Рассмотрим подробнее составляющие глобальной нагрузки.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
4.3.1 Моделирование воздействия надводного нагромождения
Надводное
нагромождение
представляет
собой
массу
обломков
льда,
сформировавшуюся в ходе взаимодействия ледяного покрова с сооружением. В рамках данной
модели будем рассматривать нагромождение как некую весомую сыпучую среду, покоящуюся
на надвигающемся ледяном поле и, частично, на обломках льда, ползущих вверх по наклонной
стенке сооружения (рисунок 4.9). В данном случае нас интересуют следующие данные:
геометрические параметры платформы:
o D – ширина платформы;
o – угол наклона рассматриваемой грани сооружения к горизонту;
геометрические параметры ледового нагромождения:
o – угол скоса надводного нагромождения;
o h нн – высота надводного нагромождения;
o h0нн – высота надводного нагромождения у ватерлинии сооружения;
физико-механические свойства надводного нагромождения:
o – пористость ледяной сморози;
o лнн – коэффициент трения лёд-лёд у надводного нагромождения.
Рисунок 4.9 – Схема надводного нагромождения ледяных обломков
Разделим, в соответствии с правилами механики сыпучих сред, надводное
нагромождение на два отсека по принципу изменения геометрии поверхностей сползания. В
данном случае поверхностями сползания являются ледовое поле и обломки, скользящие по
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
грани сооружения (рисунок 4.9). Далее представим воздействие надводного нагромождения как
совокупность массовых сил и сил, обусловленных трением о надвигающийся лёд и о обломки
льда, скользящие по сооружению (рисунок 4.10).
Схема действия сил объясняется следующим образом. Надводное нагромождение
ледовых обломков, представленное в рамках данной задачи как весомая сыпучая среда,
покоится на движущемся ледовом поле и на движущихся обломках льда, проталкиваемых
между нагромождением и стенкой платформы. В ходе работы сил трения со стороны
движущегося поля ровного льда на II отсек нагромождения действует усилие, передаваемое на
I отсек и, в последствии, на обломки льда, находящиеся на сооружении. Сила тяжести II отсека
разбивается
на
две
составляющие:
силу,
прижимающую
обломки
к
сооружению,
перпендикулярную его поверхности, и силу, действующую на II отсек ледового нагромождения,
параллельную поверхности сооружения. Со стороны обломков льда также действует усилие,
обусловленное работой сил трения, уменьшающее составляющую сил веса I отсека,
параллельную поверхности сооружения.
Рисунок 4.10 – Схема действия сил надводного нагромождения
На рисунке:
Q I , Q II – вес первого и второго отсека надводного нагромождения;
Q PI – вес I отсека, действующий на обломки льда, скользящие по сооружению;
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
QTI – вес I отсека, передающийся на II отсек;
лнн – коэффициент трения лёд-лёд для надводного нагромождения;
лнн N I – усилие, передаваемое от обломков льда, проталкиваемых между нагромождением и
стенкой платформы, возникающее в результате работы сил трения;
T I QTI лнн N I – сила, действующая со стороны I отсека на II отсек нагромождения;
N I N QI N PI – сила реакции обломков льда как опоры для нагромождения;
N QI – сила реакции опоры обломков льда на вес I отсека нагромождения;
N PI – сила реакции опоры обломков льда на усилие, передаваемое от II отсека нагромождения;
лнн N II – усилие, передаваемое от поля льда на нагромождение в результате работы сил
трения;
N II N QII NTII – сила реакции поля льда как опоры для нагромождения;
N QII – сила реакции опоры ледового поля на вес II отсека нагромождения;
N TI – сила реакции опоры поля льда на усилие, действующее со стороны I отсека
нагромождения;
P II , T II – усилия, действующие со стороны II отсека нагромождения на I отсек.
На данной схеме (рисунок 4.10) сыпучая среда находится в равновесии и не сползает,
если T I T II . Тогда можно записать:
лнн N II cos N TII sin QTI лнн N I
(4.2)
Сила тяжести I отсека действует на наклонную поверхность, поэтому раскладывается
на составляющие:
QTI Q I sin
(4.3)
QPI Q I cos
(4.4)
Нормальная реакция опоры N II образуется следующим образом:
N II NQII NTII
(4.5)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Сила N QII – есть реакция опоры на вес II отсека ледового нагромождения:
N QII Q II
(4.6)
Выразим из уравнения (4.2) реакцию опоры N TII и заменим QTI согласно (4.3):
N
II
T
Q I sin лнн N I лнн N II cos
sin
(4.7)
Подставим получившееся выражение (4.7) в (4.5). Заменим N QII согласно (4.6), выразим из
получившегося выражения N II :
N II
Q sin лнн N I
sin лнн cos
(4.8)
Нормальная реакция опоры N I раскладывается на составляющие:
N I N QI N PI
(4.9)
Сила N QI – есть реакция опоры на вес I отсека ледового нагромождения:
N QI QPI
(4.10)
А сила N PI – реакция опоры на действие силы P II :
N PI P II
(4.11)
Сила P II является результирующей действия сил трения и давления:
P II лнн N II sin N TII cos
(4.12)
Таким образом, получим:
N I лнн N II sin N TII cos Q I cos
(4.13)
Подставим выражение (4.7) в (4.13) и выразим N I :
NI
лнн N II
sin лнн cos
(4.14)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Решая совместно (4.8) и (4.14), получим:
N I mнн g
N II mнн g
лнн
sin лнн sin
2
sin лнн cos
sin лнн sin
2
,
(4.15)
,
(4.16)
где m нн – масса надводного нагромождения.
Таким образом, получены силы давления со стороны надводного нагромождения
ледовых обломков на надвигающееся ледовое поле (4.16) и на скользящие вверх по наклонной
стенке сооружения обломки льда (4.15).
Массу надводного ледового нагромождения, представленного на рисунке 4.9, можно
вычислить следующим образом:
2
mнн D л 1 hнн
tan tan
,
2 tan tan
(4.17)
где D – ширина (или диаметр) сооружения по ватерлинии;
л – плотность льда;
g – ускорение свободного падения;
– пористость ледяной сморози;
hнн – высота надводного нагромождения.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
4.3.2 Моделирование воздействия обломков льда, скользящих вверх по
стенке платформы
В рамках данной модели обломки льда будем рассматривать как абсолютно жёсткие
блоки толщиной h л , скользящие вверх по стенке сооружения (рисунок 4.11). Силу воздействия
надвигающегося поля льда на обломки, находящиеся на сооружении, заменим усилием Tобл .
Воздействие надводного ледового нагромождения заменим силой Pнн .
Рисунок 4.11 – Схема действия сил обломков льда
На рисунке:
b – высота наклонной части стенки сооружения;
– угол наклона стенки сооружения к горизонту;
h л – толщина льда;
лнн – коэффициент трения лёд-лёд для надводного нагромождения;
лc – коэффициент трения лёд-сооружение;
лнн N обл – сила трения обусловленная проталкиванием ледовых обломков под надводным
нагромождением;
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
лс N с – сила трения обусловленная движением ледовых обломков по наклонной поверхности
сооружения;
Tобл – сила, необходимая для проталкивания обломков льда вверх по стенке сооружения;
Qобл – вес ледовых обломков;
Pнн – воздействие со стороны надводного нагромождения на ледовые обломки;
N обл – нормальная реакция ледовых обломков как опоры для надводного нагромождения;
N с – нормальная реакция сооружения как опоры на воздействие ледовых обломков и
надводного ледового нагромождения.
Малая скорость, с которой происходит взаимодействие, позволяет рассматривать задачу
с позиций статики. Решим её относительно силы Tобл , необходимой, чтобы протолкнуть
обломки льда по стенке сооружения под ледовым нагромождением. Для равновесия данной
системы необходимо, чтобы:
Tобл QTобл лнн N обл лс N с
(4.18)
Ледовые обломки располагаются на наклонной поверхности, и, тем самым, их силу веса
можно разложить на составляющие – нормальную и касательную к поверхности сооружения:
QPобл Qобл cos
(4.19)
QTобл Qобл sin
(4.20)
Усилие N обл – есть сила реакции ледовых обломков на воздействие ледового
нагромождения:
N обл Pнн
(4.21)
Сила воздействия надводного ледового нагромождения Pнн вычисляется по формуле (4.15).
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Усилие N с представляет собой реакцию сооружения как опоры на воздействие со
стороны обломков льда и надводного нагромождения:
N с QPобл Pнн
(4.22)
Таким образом, сила, необходимая для проталкивания обломков льда, находится
следующим образом:
Tобл Qобл sin лс cos Pнн лнн лс
(4.23)
Силу тяжести ледовых обломков можно найти следующим образом:
Qобл Dh л л g
b
,
sin
(4.24)
где D – ширина (или диаметр) сооружения по ватерлинии;
л – плотность льда;
g – ускорение свободного падения;
b – высота наклонной части стенки сооружения;
– угол наклона стенки сооружения к горизонту.
Тогда:
Tобл Pнн лнн лс Dbgh л л 1 лс cot
(4.25)
Необходимо отметить, что первое слагаемое формулы определяется воздействием ледового
нагромождения, а второе – весом самих обломков.
Вычислим прямую нагрузку на сооружение от надводного нагромождения льда и
ледовых обломков, скользящих по поверхности сооружения. Горизонтальная и вертикальная
составляющие:
H обл N с sin
(4.26)
Vобл N с cos
(4.27)
Подставляя в формулу ранее найденные зависимости, получим:
H обл Dh л л gb cos Pнн sin
(4.28)
Vобл Dh л л gb cot cos Pнн cos
(4.29)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
4.3.3 Моделирование воздействия обломков льда, разворачивающихся на
вертикальную плоскость сооружения
В месте перехода наклонной грани сооружения в вертикальную обломки льда будут
разворачиваться, тем самым генерируя дополнительную нагрузку на сооружение как прямую,
обусловленную
взаимодействием
разворачиваемого
обломка
и
сооружения,
так
и
действующую косвенно, обусловленную увеличением силы, необходимой для проталкивания
обломков по грани платформы. Расчётная схема приведена на рисунке 4.12.
Рисунок 4.12 – Схема сил, действующих на разворачиваемый обломок льда
В рамках данной задачи не рассматриваются силы трения обломка о наклонную
поверхность сооружения, а также усилия, необходимые для преодоления силы тяжести
обломка, чтобы продвинуть его вверх по наклонной поверхности сооружения, так как они были
учтены в предыдущем пункте. Следует отметить, что при таком подходе не рассматривается
вариант, когда надводное ледовое нагромождение находится над разворачиваемым блоком льда
В этом случае произойдёт значительный рост данной составляющей нагрузки на сооружение.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Предполагается, что проектант изначально будет выбирать геометрию сооружения,
руководствуясь недопущением возвышения ледового нагромождения над поворачивающимся
обломком льда.
На рисунке:
h л – толщина льда;
– угол наклона стенки сооружения к горизонту;
l по – длина поворачиваемого обломка льда;
Qпо – вес поворачиваемого обломка льда;
лс N – сила трения обусловленная взаимодействием ледового обломка с вертикальной
поверхностью сооружения;
лc – коэффициент трения лёд-сооружение;
N – сила реакции опоры вертикальной грани сооружения;
Tпо – требуемая сила, необходимая для поворота обломка;
H по – сила, действующая на вертикальную грань сооружения со стороны поворачивающегося
обломка;
V по – сила, разворачивающая обломок на вертикальную грань сооружения.
Для решения задачи составим уравнение моментов сил относительно точки O.
O : Q Pпо
l по
лс Nl по cos Vпо l по cos
2
(4.30)
Моменты сил N и H по отсутствуют в уравнении, т.к. они уравновешивают друг друга и
исключаются из уравнения:
N H по
(4.31)
Сила QPпо – проекция силы тяжести обломка льда на плоскость, перпендикулярную
наклонной поверхности сооружения, находится по формуле (4.19), где вместо Qобл
подставляется Qпо .
Силы V по и H по находятся как проекции усилия Tпо на вертикальную и горизонтальную
плоскость соответственно:
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Vпо Tпо sin
(4.32)
H по Tпо cos
(4.33)
Подставим найденные выражения в (4.30), разделим обе части уравнения на l по cos и
выразим Tпо :
Tпо
Qпо
2 sin лc cos
(4.34)
Силу тяжести поворачиваемого ледового обломка находим из предположения, что его
длина приблизительно равна трём толщинам льда:
l по 3hл
(4.34)
Это предположение подтверждается экспериментальными данными [1] и принято в
соответствии с [1, 51, 67].
Тогда:
Qпо Dh л l по л g
Tпо
Dh л l по л g
2 sin лc cos
(4.36)
(4.37)
Таким образом, сила, действующая на вертикальную грань сооружения со стороны
поворачивающегося обломка находится следующим образом:
H по
Dh л l по л g
2 tan лc
(4.38)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
4.3.4 Моделирование воздействия подводного нагромождения
При рассмотрении данной задачи подводное ледовое нагромождение рассматривалось
как погруженный под лёд пористый объём (рисунок 4.13). Обладая избыточной плавучестью,
этот объём воздействует на движущееся поле ровного льда, пытаясь его приподнять. Кроме
того, в месте контакта нагромождения и ледяного покрова возникают силы трения,
препятствующие продвижению льда и пытающиеся сдвинуть сооружение. Движением
обломков льда вверх по поверхности сооружения ниже ватерлинии будем пренебрегать, ввиду
его незначительного влияния на процесс.
Рисунок 4.13 – Схема действия сил подводного нагромождения
На рисунке:
hпн – высота подводного нагромождения ледовых обломков;
– угол наклона стенки платформы к горизонту;
пн – угол скоса подводного нагромождения ледовых обломков;
Qпн – сила тяжести ледовых обломков;
Fарх – архимедова сила;
N пн – сила реакции поля льда на воздействие со стороны подводного ледового
нагромождения;
лпн – коэффициент трения лёд-лёд для подводного нагромождения;
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
лпн N пн – усилие, передаваемое от ровного поля льда к ледовому нагромождению в результате
работы сил трения;
N спн – сила реакции сооружения на воздействие со стороны подводного нагромождения.
Определим силу, воздействующую на ледовый покров со стороны подводного ледового
нагромождения:
V Fарх Q
(4.39)
Это усилие равно по модулю силе реакции ледового покрова:
N пн V
(4.40)
Запишем формулы для определения архимедовой силы и силы тяжести ледового
нагромождения и подставим в формулу (4.40):
N пн
в л
л
mпн g ,
(4.41)
где m пн – масса подводного ледового нагромождения.
Для схемы, изображённой на рисунке 4.13, она определяется следующим образом:
2
mпн Dhпн
л 1
tan пн tan
2 tan пн tan
(4.42)
Ледовое поле, надвигаясь на сооружение, благодаря работе сил трения, увлекает за собой
подводное нагромождение, передавая ему некоторое усилие, равное по модулю силам трения.
Реакция сооружения на воздействие этого усилия определяется следующим образом:
N спн лпн N пн sin
(4.43)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Найдём составляющие силы, действующей на сооружение со стороны нагромождения –
вертикальную, прижимающую сооружение к дну акватории, и горизонтальную, сдвигающую
сооружение:
V N спн sin
(4.44)
H N спн cos
(4.45)
Окончательно получим:
V лпн m пн g
H лпн mпн g
в л
л
в л
л
sin 2
(4.46)
sin cos
(4.47)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
4.3.5 Моделирование сил сцепления обломков надводного нагромождения
При развороте кромки ледового поля на поверхность сооружения, из-за наличия
надводного нагромождения ледовых обломков, возникают силы, препятствующие её повороту
и сдвигу ледового нагромождения (рисунок 4.14). Это сила тяжести надводного нагромождения
и сила сцепления ледовых обломков внутри нагромождения. Т.к. мы рассматриваем сценарий
ограниченного напряжения, силу тяжести ледового нагромождения будем учитывать как
распределённую нагрузку при расчёте изгиба ледовой пластины. Силу сцепления же будем
рассматривать как сосредоточенную силу на кромке льда, мешающую изгибу льда и, тем
самым, увеличивающую нагрузку на сооружение.
Рисунок 4.14 – Сила сцепления
Вертикальная сила, необходимая для сдвига одной части ледового нагромождения
относительно другой вдоль указанной на рисунке 4.14 плоскости сдвига, определяется в
соответствии с теорией статики сыпучей среды [45] по формуле:
h0нн
Fсд D h dh ,
(4.48)
0
где h0нн – высота надводного нагромождения у ватерлинии;
h – касательное напряжение в плоскости сдвига, равное
h c h tan ,
(4.49)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
c – коэффициент сцепления обломков льда;
D – ширина сооружения;
– угол внутреннего трения;
– нормальное напряжение, которое в случае весомой сыпучей среды определяется по
формуле:
Eсднн
h
f ,
Dh0нн
(4.50)
где E сднн – усилие в плоскости сдвига надводного нагромождения;
Здесь f – некоторая функция угла внутреннего трения нагромождения, не превышающая
единицу. Полагая f 1 , что позволяет существенно упростить формулы для расчёта Fсд и
может привести к незначительной переоценке её значения, получим:
Fсд Dch0нн Eсднн tan
(4.51)
Усилие E сднн можно определить из уравнения равновесия (4.2) нагромождения в
плоскости сдвига. Используя правую часть этого уравнения, спроецированную на плоскость,
нормальную к плоскости сдвига, а также выражения (4.3) и (4.15), получим:
m II
лнн cos
,
mнн 1 нн g sin cos mнн g
2
sin лнн sin
mнн
2
E
нн
сд
(4.52)
где m нн – масса надводного нагромождения ледовых обломков;
II
m нн
– масса второго отсека ледового нагромождения (рисунок 4.10), т.е. масса ледовых
обломков, располагающихся над надвигающимся ледовым полем;
– угол наклона грани сооружения к горизонту;
лнн – коэффициент трения «лёд-лёд» для надводного нагромождения.
Тогда сила сдвига будет определяться следующим выражением:
Fсд Dch
нн
0
2
m II
лнн
нн
sin
mнн g cos tan 1
2
mнн
sin лнн sin
(4.53)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Массу второго отсека (рисунок 4.10) можно вычислить по формуле:
m D л
II
нн
1 h
нн 2
0
tan нн
,
(4.54)
где л – плотность льда;
нн – угол склона надводного нагромождения;
– пористость ледового нагромождения.
Тогда выражение для силы сдвига примет вид:
Fсд Dch
нн
0
2
2
h0нн
mнн лнн
g cos tan mнн D л 1
sin
2
tan нн
sin лнн sin
(4.57)
Из вышеизложенной формулы следует, что значения силы сдвига ледового
нагромождения зависит от его физико-механических свойств. Проблеме определения значений
коэффициента сцепления c и угла внутреннего трения посвящены работы целого ряда
исследователей [82, 87, 98]. Обзор накопленных экспериментальных данных по определению
коэффициента сцепления и угла внутреннего трения нагромождений обломков представлен Чао
в работе [69]. Исследования зависимости этих параметров от толщины льда, его прочности на
изгиб, пористости нагромождения и скорости сдвига, проведённые в рамках [16], показали, что
наибольшее влияние на коэффициент сцепления оказывают толщина блоков льда и прочность
его на изгиб, в то время, как значение угла внутреннего трения в значительной степени
определяется величиной пористости нагромождений.
Для нагромождения, изображённого на рисунке 4.14, высоту нагромождения у
ватерлинии можно определить по следующей формуле:
tan нн
h0нн hнн 1
,
tan
(4.58)
где hнн – высота надводного нагромождения.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
4.3.6 Моделирование силы ломки льда
Моделирование этой составляющей глобальной ледовой нагрузки является особенно
важным, т.к. в рамках рассматриваемого сценария ограниченного напряжения предполагается,
что максимальная нагрузка на сооружение будет действовать в момент достижения максимума
величины изгибных напряжений во льду.
Согласно третьему этапу взаимодействия льда с платформой, движущееся ледовое поле
наваливается на наклонную грань сооружения (рисунок 4.15), при этом на лёд действует
нагрузка от надводного и подводного ледовых нагромождений. Сила реакции сооружения на
горизонтальное воздействие ледового образования за счёт угла наклона стенки преобразуется в
силу реакции, направленную вертикально, воздействующую на ледовое поле и вызывающую
ломку ледяного покрова. Доминирующим сценарием разрушения льда будет ломка изгибом.
Таким образом, с точки зрения прочностной задачи изгиба ледового покрова, мы
рассматриваем взаимодействие наклонного сооружения с надвигающейся полубесконечной
пластиной на упругом основании. Малая скорость протекания процесса позволяет
рассматривать задачу как квазистатическую, а влияние сооружения на пластину заменить на
вертикальную нагрузку, распределённую по её кромке, также предполагается, что мы
рассматриваем относительно широкое сооружение с плоской наклонной стенкой. Такая
постановка задачи позволяет приближённо рассматривать цилиндрический изгиб ледового
покрова, переходя тем самым к решению задачи о балке-полоске, т.е. к двумерной задаче.
Рисунок 4.15 – Картина взаимодействия ледового поля с сооружением
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Полагая, что нагрузка от нагромождений действует по треугольному закону, составим
расчётную схему изгиба льда (рисунок 4.16). Решение данной задачи можно искать как сумму
нескольких более простых решений. При этом графически либо численно строятся эпюры
изгибающих моментов от действия распределённых нагрузок, после чего суммируются в
каждой точке и строится общая эпюра. Далее расчёт ведётся методом последовательных
приближений: задаётся вертикально действующая нагрузка V л , после чего строится эпюра
изгибающих моментов и суммируется с эпюрой от действия распределённых нагрузок. Затем
графическим или численным методом вычисляется максимальный момент
M max
и
сравнивается с критическим M кр . Расчёт останавливается при выполнении условия
M max M кр . Получившаяся нагрузка V л принимается как расчётная.
Рисунок 4.16 – Расчётные схемы
Общее решение схемы с полубесконечной балкой на упругом основании, загруженной
треугольной нагрузкой, приведено в Приложении 1. Согласно этому решению, эпюра моментов
определяется следующими закономерностями:
2 D 2 e x A II sin x A2II cos x e x A1II 2 A2II sin x A2II cos x
M x цж 2 x I1
I
2 Dцж e A1 sin x A2 cos x
при x a
при x a
(4.59)
где x – координаты сечения, в котором вычисляется момент;
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
a – длина приложения рассматриваемой распределённой нагрузки;
Dцж – цилиндрическая жёсткость, вычисляемая следующим образом:
Dцж
EI
;
1 2
(4.60)
– коэффициент Пуассона;
A1I , A2I , A1II , A2II – коэффициенты интегрирования, определяемые по формулам:
q
I
a
a
A1 4ak sinh a cos a e sin a 3e sin a
q
cosh a sin a sinh a cos a
A2I
2ak
q
A1II
e a cos a 3 sin a
4ak
q
II
A2
e a cos a sin a
4ak
(4.61)
где k – коэффициент упругого основания;
– характеристика, вычисляемая по формуле:
4
k
;
4EI
(4.62)
E – модуль упругости материала балки;
I – момент инерции поперечного сечения балки;
q – интенсивность рассматриваемой распределённой нагрузки.
Так как мы рассматриваем балку-полоску, предполагается, что её ширина равна 1 м, тогда
момент инерции её поперечного сечения можно записать следующим образом:
I
hл3
,
12
(4.63)
где h л – толщина льда.
Таким образом, общая эпюра моментов будет складываться следующим образом:
M M нн M 1пн M 2пн M силы ,
(4.64)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
где M нн – момент, вызываемый действием надводного нагромождения, вычисляется по
формуле (4.59), при этом значение интенсивности распределённой нагрузки q нн определяется
следующим образом:
q нн
2 N нн
,
a нн D
(4.65)
где N нн – сосредоточенная нагрузка от нагромождения, вычисляемая по формуле (4.16);
a нн – длина приложения нагрузки или длина нагромождения, определяемая, исходя из
геометрии нагромождения и сооружения (рисунок 4.17):
1
1
.
a нн hнн
tan
tan
нн
(4.66)
Рисунок 4.17 – Геометрические параметры нагромождений
M 1пн и M 2пн в формуле (4.62) – момент, вызванный действием подводного
нагромождения, который для упрощения задачи разбит на два более простых, вычисляются по
формуле (4.59), при этом значение интенсивности распределённой нагрузки q' пн определяется
следующим образом:
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
tan пн
q' пн q пн 1
,
tan
(4.67)
где q пн – нагрузка от подводного нагромождения ледовых обломков, определяется следующим
выражением:
q пн
2 N пн
,
a пн D
(4.68)
где N пн – сосредоточенная нагрузка от нагромождения, вычисляемая по формуле (4.41);
a пн – длина подводного нагромождения или длина приложения нагрузки, вычисляемая, исходя
из геометрии нагромождения и сооружения (рисунок 4.17), для M 1пн :
1
1
a пн hпн
tan
tan
пн
(4.69)
Отсюда распределённая нагрузка при вычислении M 1пн :
q' пн
2 N пн tan пн
1
.
a пн D
tan
(4.70)
Интенсивность распределённой нагрузки при вычислении M 2пн определяется как q' пн , взятая с
обратным знаком, длина приложения распределённой нагрузки:
с
a пн
hпн
.
tan
(4.71)
M силы в формуле (4.64) – момент, вызванный действием реакции со стороны
сооружения, представленной сосредоточенной силой, приложенной на конце балки, на
воздействие надвигающегося ледового покрова. Согласно [31] и [77], изгибающий момент для
полубесконечной балки на упругом основании, загруженной на конце сосредоточенной
нагрузкой, вычисляется следующим образом:
M сил ы x
Vл
e z sin x ,
(4.72)
где V л – искомая величина реакции со стороны сооружения на воздействие ледового поля;
x , – те же, что и в формуле (4.59).
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Критический момент определяется выражением:
M кр кр
hл2
,
6
(4.73)
где кр – критические напряжения во льду (предел прочности льда на изгиб);
h л – толщина льда.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
4.3.7 Нагрузка, возникающая на боковых гранях сооружения
При фронтальном взаимодействии платформы с ледовым покровом основная масса
обломков льда скапливается перед сооружением, формируя нагромождения, и лишь
незначительная часть скользит вдоль боковых граней платформы, падая затем в канал за ней.
Именно эти обломки, контактируя с боковыми гранями сооружения и действуя на них силой
своего веса, создают дополнительную нагрузку, обусловленную действием силы рения. Её
можно определить по следующей формуле:
H бг 2 Pобл лс ,
(4.74)
где лс – коэффициент трения «лёд-сооружение»;
Pобл – вес обломков льда, действующих на боковую грань сооружения.
Оценочные расчёты, выполненные по результатам испытаний МЛСП «Приразломная» в
ледовом бассейне ЦНИИ им. акад. А. Н. Крылова [33], показали, что вклад данной
составляющей в глобальную ледовую нагрузку не превышает 1-3% для рассматриваемого
класса широких конструкций. Это позволяет исключить нагрузку, генерируемую на боковых
гранях сооружения из рассмотрения данной проблемы.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
4.3.8 Окончательная запись модели
Рассмотрим силы, действующие на кромке ледового поля при его взаимодействии с
сооружением (рисунок 4.18).
Рисунок 4.18 – Усилия, действующие у кромки ледового поля
На рисунке:
U – сила, с которой движется ледовое поле;
T – усилие, необходимое ледовому полю для начала движения по поверхности сооружения;
Tобл , Tпо – сила, необходимая для проталкивания ледовых обломков по поверхности
сооружения и для разворота на вертикальную плоскость сооружения;
лс N – сила трения, возникающая при взаимодействии ледового поля с наклонной стенкой
сооружения;
лс – коэффициент трения «лёд-сооружение»;
P – нагрузка на сооружение;
N – сила реакции сооружения на воздействие ледового поля;
H к – горизонтальная нагрузка на сооружение от воздействия кромки ледяного поля;
Vк – вертикальное усилие, с которым кромка ледяного поля прижимает сооружение к грунту;
V – вертикальное усилие, приводящее к ломке ледового поля;
H пр – сила, прижимающая кромку ледового поля к наклонной поверхности сооружения;
TV – составляющая силы, направленной вдоль поверхности сооружения, приводящая к ломке
ледового поля.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Силу U , с которой ледовое поле дрейфует к сооружению, при взаимодействии с ним
можно разложить на две составляющие: силу P , перпендикулярную к поверхности сооружения
и оказывающую на него нагрузку, и силу T , параллельную поверхности сооружения и
преодолевающую различные виды сопротивления.
Нагрузку на сооружение удобно рассматривать как совокупность вертикального и
горизонтального относительно грунта усилий. Вертикальная составляющая Vк давления
кромки ледяного покрова на сооружения оказывает благоприятное для устойчивости
сооружения воздействие, прижимающее его к дну, горизонтальная же составляющая H к
вызывает сдвиг сооружения в горизонтальной плоскости параллельно грунту. Она является
искомой величиной.
Таким образом, из рисунка видно, что увеличение силы, требуемой для проталкивания
льда по поверхности сооружения, влечёт за собой и увеличение нагрузки на сооружение.
Выразим силу, сдвигающую сооружение:
Hк
T sin 2
.
cos
(4.75)
Сила T , направленная вдоль поверхности сооружения, преодолевает сопротивление
ледовых обломков Tобл (см. п. 4.3.2), находящихся на наклонной стенке, сопротивление
обломков Tпо (см. п. 4.3.3), которые необходимо повернуть у верхней части сооружения, силу
трения лс N , вызванную взаимодействием кромки ледового поля и сооружения, и вызывает
ломку ледового поля изгибом TV :
T TV Tобл Tпо лс N .
(4.76)
Усилие N – есть реакция сооружение на воздействие P :
N P T tan .
(4.77)
Сила V , необходимая для ломки ледового поля выражается следующим соотношением:
TV
V
sin
(4.78)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Подставляя (4.78) и (4.77) в (4.76), получим:
T
V cot Tобл Tпо cos
cos лс sin
(4.79)
В этом выражении величину Tобл необходимо определять по формуле (4.25), а величину Tпо
по формуле (4.37).
Запишем выражение для усилия сдвига платформы, вызванное воздействием кромки
ледового поля:
Hк
V Tобл Tпо sin
cot лс
(4.80)
Усилие V , необходимое для ломки ледового поля, состоит не только непосредственно
из силы ломки льда V л (см. п. 4.3.6), но и силы Vсд (см. п. 4.3.5), необходимой для того, чтобы
сдвинуть вверх одну часть ледового нагромождения относительно другой:
V Vл Vсд
(4.81)
Величина V л определяется по методике, изложенной в п. 4.3.6, а величина Vсд определяется по
формуле (4.57). Стоит отметить, что в определение величины Vсд не закладывалась масса
надводного нагромождения, так она уже была учтена в модели разрушения ледяного покрова,
а, следовательно, в V л .
Запишем выражение для глобальной ледовой нагрузки на сооружение. Оно должно
включать в себя не только нагрузки, действующие на кромке ледового покрова, но и нагрузки,
действующие по всей высоте взаимодействия сооружения со льдом.
H гл H к H нн H пн H по ,
(4.82)
где H гл – глобальная ледовая нагрузка на сооружение;
H к – нагрузка на сооружение в месте контакта кромки льда со стенкой сооружения (формула
(4.80));
H нн – нагрузка на сооружение от влияния надводного нагромождения в месте его примыкания
к стенке (формула (4.28));
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
H пн – нагрузка на сооружение от влияния подводного нагромождения в месте его примыкания
к стенке (формула (4.47));
H по - нагрузка от действия обломков, разворачивающихся на вертикальную плоскость
сооружения в месте контакта с ним (формула (4.38)).
Нагрузки, входящие слагаемыми в выражение (4.82) для определения глобальной
ледовой нагрузки, записаны по принципу места их действия. То есть, эта форма записи ледовой
нагрузки носит как бы «прямой» характер. Вместе с тем, для анализа причин, вызывающих
нагрузку на сооружение, удобнее применять другую форму записи, основанную на разделении
составляющих ледовой нагрузки по принципу принадлежности к различным процессам.
Примером такой записи может послужить модель Кроасдейла (4.1), предложенная им в [68].
Тогда выражение для определения глобальной ледовой нагрузки на широкое сооружение
с плоской наклонной гранью снизу и вертикальной сверху будет иметь вид:
H гл H л H обл H по H нн H пн ,
(4.83)
где H л – нагрузка, обусловленная ломкой ледового поля при контакте с сооружением,
характеризует
модель
разрушения
ледового
покрова,
учитывает
массу
надводного
нагромождения и архимедову силу подводного;
H обл – нагрузка, вызванная проталкиванием обломков льда вверх по наклонной стенке
сооружения, обусловлена наличием у сооружения наклонных граней;
H по – нагрузка от поворота ледовых обломков в месте, где наклонная грань стенки сооружения
переходит в вертикальную, обусловлена наличием у сооружения этого перехода;
H нн – дополнительная нагрузка, вызванная образованием перед сооружением нагромождения
ледовых обломков, располагающегося на поверхности ледового поля и наклонной грани
сооружения;
H пн – дополнительная нагрузка, вызванная образованием перед сооружением подлёдного
нагромождения ледовых обломков.
Выражение для величины H л найдём из формулы (4.80):
Hл D
Vл
,
cot лс
(4.84)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
где V л – сила ломки льда, приложенная к его кромке, определяется по методике, изложенной в
п. 4.3.6;
– угол наклона стенки сооружения к горизонту;
лс – коэффициент трения «лёд-сооружение»;
D – ширина сооружения.
Выражение для определения нагрузки от обломков льда, скользящих вверх по наклонной
стенки сооружения определим из формул (4.80), (4.25) и (4.28):
sin лс cos
H обл Dbgh л л
cos ,
с
cot л
(4.85)
где b – высота наклонной части сооружения;
h л – толщина льда;
л – плотность льда.
В этой формуле первое слагаемое характеризует проталкивание блоков льда вверх по
наклонной части сооружения, а второе – вес ледяных блоков, воздействующий на сооружение.
Выражение для определения нагрузки от поворачивающихся обломков льда запишем из
уравнений (4.80), (4.37) и (4.38):
sin
1
H по Dh л l по л g
с
c
c
2 cot л sin л cos 2 tan л
(4.86)
Здесь второе слагаемое характеризует нагрузки в месте контакта поворачиваемого блока с
платформой, а первое – нагрузки от необходимости поворачивать ледовый блок другими
блоками, скользящими по поверхности платформы. Длину поворачивающегося обломка льда
можно принять равную трём толщинам (4.34).
Выражение для определения нагрузок, вызванных надводным ледовым нагромождением
(за исключением давления на ледовое поле), запишем из формул (4.80), (4.25), (4.28):
H нн
Fсд
лнн
m
g
нн
cot лс
1 лнн
2
лнн лс
cot с 1 ,
л
(4.87)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
где c – коэффициент сцепления обломков в нагромождении;
h0нн – высота надводного нагромождения у ватерлинии;
– пористость нагромождения;
– угол внутреннего трения нагромождения;
лнн – коэффициент трения «лёд-лёд» для надводного нагромождения;
m нн – масса надводного нагромождения ледовых обломков;
Fсд – сила сдвига, определяется по формуле (4.57):
2
2
h нн
mнн лнн
Fсд Dch0нн g cos tan mнн D л 1 0
sin
2
tan нн
sin лнн sin
(4.88)
В уравнении (4.81) первое слагаемое характеризует нагрузку, вызванную необходимостью
преодоления сцепления обломков в нагромождении, первое слагаемое при раскрытии скобок
характеризует нагрузку от сопротивления при проталкивании ледовых обломков вверх по
сооружению, вызванную воздействием ледового нагромождения, второе слагаемое при
раскрытии скобок характеризует давление на сооружение со стороны надводного
нагромождения. Для ледового нагромождения, изображённого на рисунке 4.10, массу можно
найти по формуле (4.17).
Выражение для определения нагрузок, вызванных подводным ледовым нагромождением
(за исключением давления на ледовое поле), определяется формулой (4.47):
H пн лпн mпн g
в л
sin cos ,
л
(4.89)
лпн – коэффициент трения «лёд-лёд» для подводного нагромождения;
в – плотность воды;
m пн – масса подводного нагромождения ледовых обломков.
Масса подводного нагромождения, изображённого на рисунке 4.13, можно определить по
формуле (4.42).
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
4.4 Оценка размеров ледового нагромождения перед платформой
При составлении математической модели процесса взаимодействия ледостойкого
сооружения с ровным ледяным полем было учтено наличие подводного и надводного
нагромождений ледовых обломков. Введение в рассматриваемую модель этих составляющих
требует данных об их физико-механических и геометрических характеристиках. К сожалению,
в мире не накоплено достаточно сведений о натурных объектах подобного рода. Однако, всё же
возможно дать теоретическую оценку размеров этих нагромождений, исходя из общих
соображений.
При составлении феноменологической модели было отмечено, что взаимодействие
ледовых образований с сооружением наклонного типа носит циклический характер, и ледовая
нагрузка в процессе развития нагромождений имеет тенденцию к увеличению с каждым новым
циклом. Поэтому для оценки экстремальных ледовых нагрузок на платформу необходимо знать
максимальные размеры нагромождений.
4.4.1 Подводное нагромождение
После провала ледового нагромождения под надвигающийся лёд часть обломков
уносится в канал за сооружение, а часть остаётся перед ним, формируя подводное
нагромождение. В этой связи, при моделировании процесса для оценки массы льда,
оставшегося перед сооружением, очень удобно воспользоваться коэффициентом сноса
подводного нагромождения снпн . Этот коэффициент, введённый Карулиной [16], позволяет
оценивать массу подводного нагромождения по формуле:
пр
mпн m0 пн 1 снпн mнн
,
(4.90)
где m0 пн – масса подводного нагромождения, сформировавшегося в предыдущем цикле;
пр
m нн
– масса провалившегося надводного нагромождения.
Очевидно, что минимальное значение коэффициента снпн равно нулю и соответствует
случаю, когда весь провалившейся лёд задержится перед сооружением. В начальный период
взаимодействия с широкой платформой коэффициент сноса будет близким к нулю, но по мере
увеличения размеров скоплений обломков льда под водой всё большая часть провалившегося
льда будет сноситься в канал за платформу, т.е. снпн постепенно увеличиваться. Максимальное
значение коэффициента сноса – единица – тот случай, когда весь провалившийся лёд сносится
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
в канал за сооружением. Эта ситуация возможна при достижении подводным нагромождением
своих максимальных размеров.
Кроме размеров подводного нагромождения, величину коэффициента сноса будут
определять: форма сооружения в плане, относительная ширина сооружения ( D h л ), скорость
дрейфа льда, течение, физико-механические свойства нагромождения. Степень влияния этих
параметров в настоящий момент в достаточной степени не изучена.
В 1995 Воудри и Райт опубликовали данные [96] о величинах коэффициента
эффективности образования нагромождений, определяющего часть остающихся под водой
нагромождений от общего объёма льда, взаимодействующего с платформой. Физический
смысл этого коэффициента противоположен смыслу коэффициента сноса, а их сумма равно
единице. Значения были получены по результатам натурных наблюдений за платформой
«Моликпак», установленной на шельфе острова Сахалин. Величина коэффициента сноса по
данным Воудри и Райта изменяется от 0,3 до 1,0 при увеличении скорости дрейфа от 0,05 м/с
до 0,45 м/с. Средние значения коэффициента составили 0,7 при скоростях дрейфа ледового поля
0,15-0,30 м/с. Следует отметить, что значения коэффициента сноса в данной работе являются
суммарными, разнофакторными и характеризуют снос для всего процесса целиком, не позволяя
оценить изменение этого параметра в течении длительной последовательности провалов
нагромождений.
Отсутствие теоретических подходов к определению коэффициента сноса требует
проведения модельных испытаний для каждого конкретного случая. Однако, грубо оценить
максимальную глубину подводного нагромождения всё же возможно с помощью
теоретических методов.
Процесс
формирования
подводного
нагромождения
ледовых
обломков
носит
циклический характер. Площадь ледового поля, которая уходит под воду в конце каждого цикла,
определяется прежде всего длиной надводного нагромождения, т.е. длиной приложения
нагрузки к ледовому покрову. Цикличность протекания позволяет сделать вывод о том, что
размеры подводного нагромождения в значительной степени превышают размеры надводного,
что подтверждается данными натурных наблюдений [96]. Это говорит о том, что после провала
надводного нагромождения под воду, большая часть подводного нагромождения остаётся подо
льдом, и постоянно движущееся в сторону сооружения ледовое поле сразу же закрывает место
провала. Таким образом, можно сделать вывод, что всё время протекания процесса подводное
нагромождение не всплывает на поверхность. Оно может формироваться до тех пор, пока его
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
архимедова сила не разрушит ледовое поле. После этого всё нагромождение всплывёт на
поверхность, что может привести к остановке дрейфа льда.
Таким образом, можно говорить, что критерием максимальной глубины подводного
нагромождения может служить пролом ледового поля в результате действия его архимедовой
силы. Нагрузку можно представить в виде схемы, приведённой на рисунке 4.19. А критерием
пролома ледового поля примем достижение нормального напряжения прочности на изгиб.
Рисунок 4.19 – Схема воздействия подводного нагромождения на ледовый покров
Решение данной схемы нужно искать согласно алгоритму, приведённому выше в п. 4.3.6.
Оно будет заключаться в нахождении решения двух более простых схем и последующего их
сложения:
M пн M 1пн M 2пн
(4.91)
При этом искомой должна оказаться не сила ломки льда, а давление q' пн :
2 D 2 e x A II sin x A2II cos x e x A1II 2 A2II sin x A2II cos x
M 1пн, 2 x цж 2 x I1
I
2 Dцж e A1 sin x A2 cos x
при x a
при x a
(4.92)
где x – координаты сечения, в котором вычисляется момент;
с
в зависимости от того,
a – длина распределённой нагрузки, принимаемая равной a пн или a пн
какую рассматриваем (рисунок 4.17);
Dцж – цилиндрическая жёсткость, вычисляемая по формуле (4.60);
– характеристика, вычисляемая по формуле (4.62);
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
A1I , A2I , A1II , A2II – коэффициенты интегрирования, определяемые по формулам:
q ' пн
I
a
a
A1 4ak sinh a cos a e sin a 3e sin a
q'
A2I пн cosh a sin a sinh a cos a
2ak
q'
A1II пн e a cos a 3 sin a
4ak
q'
II
A2 пн e a cos a sin a
4ak
(4.93)
где k – коэффициент упругого основания.
Изменяя высоту нагромождения, необходимо добиться появления во льду критических
напряжений. Длину подводного нагромождения необходимо определять по формулам (4.69) и
(4.71). Величина критического для льда изгибающего момента определяется по формуле (4.73).
Для шельфовых сооружений, установленных в мелководной зоне, максимальную
глубину подводного нагромождения можно принимать равной глубине акватории. Т.е. в данном
случае критерием выбора максимальной высоты будет служить касание дна подводным
нагромождением, т.к. это является границей, за которой приведённая в п. 4.3 математическая
модель теряет свою адекватность.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
4.4.2 Надводное нагромождение
Надводное нагромождение ледовых обломков оказывает самое значительное влияние на
величину ледовой нагрузки, определяет геометрию сооружения, протяжённость и высоту его
наклонных граней. Поэтому для её точного определения необходимо знать геометрические
характеристики нагромождения. К ним от относятся: угол естественного скоса и максимальная
высота. Если первая определяется физико-механическими характеристиками нагромождения,
то вторая – его массой.
Ровное ледовое поле, надвигающееся на сооружение, при взаимодействии с ним
покрывается
трещинами,
после
чего
ближайший
к
платформе
ледовый
обломок
разворачивается на наклонную грань и начинает скользить вверх, и затем опрокидывается на
надвигающееся поле, формируя нагромождение. Таким образом, всё время своего
существования надводное нагромождение находится на поверхности льда, покрытого
трещинами, а их образование в ледовом покрове не означает погружения нагромождения под
лёд.
После определения максимальной глубины подводного нагромождения, как показано в
предыдущем пункте, необходимо найти максимальную высоту надводного нагромождения,
образовавшегося после. Для этого необходимо решить задачу об устойчивости ледяной
пластины с трещинами, на которой оно находится. Т.е. требуется решение контактной задачи
взаимодействия обломков льда при раскрытии трещины (рисунок 4.20). При этом следует
учитывать влияние подводного нагромождения и сжимающего усилия, действующего в поле
льда и придающего ему дополнительную прочность. Кроме того, необходимо знать картину
трещинообразования в каждом конкретном случае. Все эти вычисления сопряжены большими
трудностями математического характера.
Рисунок 4.20 – Раскрытие трещины под нагромождением и его провал
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Однако, решение найти всё же возможно, если сделать допущение о том, что только
определённая часть ледового поля участвует в провале ледового нагромождения. Пробные
расчёты, а также расчёты, выполненные в [16], показывают, что длина надводного
нагромождения обычно равна 3-5 толщинам ровного льда. Эта же длина является размерами
обломков льда, скользящих по поверхности сооружения. Это означает, что надводное ледовое
нагромождение (или большая его часть) при своих максимальных размерах будет располагаться
скорее всего на отломившемся обломке льда, разворачивающимся на наклонную грань
сооружения.
Таким образом, наиболее вероятным развитием событий будет провал нагромождения
не от потери прочности льда, а в момент перед разворотом льдины на поверхность сооружения.
В этом случае несущая способность будет зависеть от величины поддерживающей силы
подводного нагромождения и сжимающих усилий в ледяном покрове (рисунок 4.21). Здесь ещё
нет контакта льдины с гранью, она проталкивает вверх обломки, скользящие по поверхности
сооружения. В этот момент горизонтальная сила F , действующая в рассматриваемом элементе
поля, минимальна.
Рисунок 4.21 – Схема действия сил при провале нагромождения
На рисунке:
– угол наклона грани сооружения к горизонту;
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
пн – угол склона подводного нагромождения;
b – высота наклонной грани сооружения;
hнн – высота надводного нагромождения;
hпн – глубина подводного нагромождения;
a пн – длина подводного нагромождения;
l пр – длина провала нагромождения;
лнн – коэффициент трения «лёд-лёд» для надводного нагромождения;
лс – коэффициент трения льда по сооружению;
Tсд – сила, необходимая для сдвига подводного нагромождения;
l сд – длина сдвига подводного нагромождения;
F – сила, действующая в плоскости ледового покрова;
с
N пн
– воздействие на наклонную грань сооружения в месте примыкания подводного
нагромождения;
Pобл – воздействие обломков льда на наклонную грань сооружения;
T – сила, действующая на поворачивающийся блок льда со стороны обломков, скользящих по
наклонной поверхности сооружения;
V пн – воздействие подводного нагромождения на ледовое поле в целом;
V пнI , VпнII , VпнIII – воздействие отсеков подводного нагромождения в отдельности;
V нн – воздействие надводного нагромождения на поворачивающийся обломок льда.
Для провала нагромождения под надвигающийся лёд необходимо, чтобы сумма сил веса
надводного нагромождения и блоков льда, скользящих по сооружению, были больше сил
сопротивления (силами тяжести и плавучести поворачивающегося блока льда пренебрегаем,
предполагая, что они уравновешивают друг друга):
Vнн T R
(4.94)
Под действием приложенных к рассматриваемой льдине сил произойдёт её поворот
относительно сечения трещины на некоторый угол и смятие кромок. Полагаем, что
возникающие при этом изгибающие моменты уравновесят моменты остальных сил
относительно трещины. При этом углом поворота льдины пренебрегаем.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Провал надводного и погружение подводного нагромождений происходят по наклонной
грани сооружения. Полагаем, что сдвиг подводного нагромождения произойдёт также
параллельно грани сооружения. Действием сил трения, возникающим при взаимодействии
подводного нагромождения и надвигающегося поля, в плоскости сдвига пренебрегаем.
Разделим также подводное нагромождение на три отсека, как показано на рисунке 4.21: первый
отделяется от второго по длине провала надводного нагромождения, второй от третьего по
плоскости сдвига подводного нагромождения.
Проецируя действующие силы (рисунок 4.21) на поверхность сооружения, запишем
уравнение равновесия нагромождений:
V
нн
с
лнн F VпнI sin лс N пн
VпнII sin Tсд 0
(4.95)
с
Сила реакции N пн
подводной части стенки сооружения определяется по формуле:
с
N пн
Pпнс Vнн лнн F VпнI cos ,
(4.96)
где Pпнс – усилие, определяемое по (4.43). Получим:
с
N пн
лпнVпн sin Vнн лнн F VпнI cos
(4.97)
Подставим (4.97) в (4.95):
V
нн
лнн F VпнI sin лс cos лс лпнVпн sin VпнII sin Tсд 0
(4.98)
Воздействие надводного нагромождения на ледовый покров определяется также, как и в
п. 4.3.1:
Vнн mнн g
sin лнн cos
sin лнн sin
2
,
(4.99)
где m нн – масса надводного ледового нагромождения.
Сила F , действующая в плоскости ледового поля, необходима для проталкивания
обломков по поверхности сооружения и разворачивания их в месте перехода наклонной рани
сооружения в вертикальную и определяется:
F T cos
(4.100)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Сила T складывается из усилия Tобл , необходимого для проталкивания обломков под
надводным нагромождением вверх по поверхности сооружения, и усилия Tпо , необходимого
для разворота обломков у вертикальной части стенки сооружения:
T Tобл Tпо
(4.101)
Величину Tобл и Tпо можно определить по формулам (4.15), (4.25), (4.37). Получим:
F mнн g
лнн лнн лс
Dhлlобл л g
Dbghл л 1 лс cot cos
,
2
2tan лc
tan лнн tan
(4.102)
где m нн – масса надводного нагромождения ледовых обломков;
D – ширина сооружения;
h л – толщина льда;
л – плотность льда;
l обл – длина ледового обломка.
Подставим получившиеся выражения (4.99), (4.102) в (4.98) и выразим m нн :
лс лпнVпн sin VпнII sin Tсд A VпнI sin лс cos
,
mнн
Bsin лс cos
(4.103)
l обл
A лнн Dgh л л b 1 лс cot cos
;
c
2 tan л
(4.104)
где:
B g
.
tan tan
tan лнн лнн
2
нн
л
с
л
нн 2
л
(4.105)
Усилие, необходимое для сдвига подводного нагромождения, как показано на рисунке
4.21 определим по теории статики сыпучей среды (пренебрегая воздействием сил трения в
плоскости примыкания нагромождения к ледовому покрову):
Tсд cl сд VпнII cos tan ,
(4.106)
где c – коэффициент сцепления обломков в нагромождении;
– угол внутреннего трения нагромождения.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Длину сдвига подводного нагромождения (рисунок 4.21) можно определить:
l сд
a пн l пр
cot пн cot sin
,
(4.107)
Воздействие подводного нагромождения V пн вычисляется по формуле (4.41):
Vпн
в л
л
mпн g ,
(4.108)
где в – плотность воды;
m пн – масса подводного нагромождения ледовых обломков.
Для нагромождения, изображённого на рисунке 4.21, воздействие третьего отсека VпнIII
определяется по формуле:
VпнIII D1 в л g
a
l пр
2
пн
2cot пн cot
,
(4.109)
где – пористость нагромождения.
Воздействие первого и второго отсеков подводного ледового нагромождения
определяются исходя из его размеров:
с
При a пн
При a
Длину
с
пн
2
I
l пр
tan
l пр : Vпн D1 в л g
2
II
III
I
V
V
V
V
пн
пн
пн
пн
(4.110)
II
2 tan tan пн
Vпн D1 в л g l сд cos
l пр :
2
I
III
II
Vпн Vпн Vпн Vпн
провала
надводного
ледового
нагромождения
примем
(4.111)
равной
длине
образовавшегося обломка льда. Длину обломка льда в соответствии с [1, 51, 67] можно принять
раной трём толщинам:
l пр l обл 3hл
(4.112)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Высоту надводного нагромождения можно определить из его массы, зная угол склона и
геометрию сооружения. Для нагромождения, изображённого на рисунке 4.21, высоту можно
найти из формулы (4.17):
hнн
mнн
tan tan нн
D л 1
2 tan tan нн
(4.113)
Ранее, при составлении математической модели, отмечалось, что высота надводного
нагромождения не должна превышать высоты наклонной грани сооружения, т.к. это может
вызвать значительный рост глобальной ледовой нагрузки, а приведённая модель не сможет в
полной мере описать процесс. В то же время, чрезмерное увеличение длины наклонной грани
может привести к росту размеров и, как следствие, стоимости сооружения. Всё это означает,
что высота наклонной грани сооружения должна выбираться больше на одну длину обломка
льда, чем максимальная высота надводного нагромождения:
b hнн
l обл
sin
(4.114)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
4.4.3 Угол естественного скоса и некоторые физико-механические
параметры нагромождений
При описании процесса взаимодействия ледового поля с сооружением нагромождения
обломков рассматривались в рамках механики сыпучих сред. При таком подходе важнейшими
факторами, определяющими величину угла естественного скоса, являются физикомеханические параметры нагромождений: коэффициент сцепления обломков c и угол
внутреннего трения . Если рассматривать нагромождение как полностью сыпучую среду с
коэффициентом сцепления равным нулю, то можно ожидать, что угол его естественного скоса
нн будет равен углу внутреннего трения . Наличие отличного от нуля коэффициента
сцепления повышает это значение, которое может быть определено из решения плоской задачи
статики сыпучей среды. Однако, получаемые таким способом значения углов естественного
скоса не соответствуют реально наблюдаемым величинам, поскольку не учитывают скорость
дрейфа льда, наличие снега на ледовом покрове и существенное различие в размерах блока
льда. Поэтому рассмотрение нагромождений обломков льда в качестве сыпучей среды, а
отдельных блоков льда в качестве её элементов лишь условно может быть принято для решения
ряда вопросов, не входящих в противоречие с реальной физической картиной. Фактически, как
показывают результаты исследований геометрических параметров килей парусов торосов,
выполненные Трусковым и Крищенко [1, 6], углы естественного скоса нагромождений зависят
от размеров обломков льда.
В работе [16] были проанализированы данные наблюдений за однолетними торосами, а
также результаты натурных измерений величин нагромождений перед сооружениями. Для
надводного нагромождения угол естественного скоса составил 25°-50°, а для подводного 35°45°.
Приводимые в литературе значения углов естественного скоса, полученные по
результатам исследований однолетних торосов, соответствуют статическому состоянию
нагромождения обломков льда. Из физических соображений очевидно, что значения этих углов
зависят от скорости дрейфа (скорости взаимодействия). Лабораторные эксперименты [16] с
моделью МЛСП «Приразломная», выполненные в ледовом бассейне ЦНИИ им. Крылова,
подтверждают этот факт и предлагают зависимость чисто экспериментального характера угла
естественного склона нагромождения перед сооружением нн , град, от скорости дрейфа льда в
линейном приближении:
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
нн ннст aU ,
(4.115)
где ннст , град – угол естественного скоса нагромождения при малой скорости подвижки поля;
U , м/с – скорость дрейфа ледового поля;
a , град∙с/м – некоторый коэффициент, зависящий от физико-механических свойств
нагромождения.
Эту формулу вполне можно использовать, если другая информация об угле
естественного скоса отсутствует. В качестве статического угла естественного скоса следует
принимать значение, равное 36° в соответствии с данными [4, 51].
Так, получено [16] по результатам модельных испытаний, что для МЛСП
«Приразломная» в диапазоне скоростей дрейфа ледовых полей 0,03-1,5 м/с при толщине льда 2
м значение коэффициента a принимает значение 6,0 град∙с/м. Это же значение можно принять
и для других инженерных сооружений, близких по своим геометрическим параметрам к
«Приразломной».
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
4.5 Расчёт ледовых нагрузок по разработанной методике
Для иллюстрации приведённой математической модели выполним проверочный расчёт
ледовой нагрузки на эталонную конструкцию. Входные данные для расчёта сооружения
приведены в таблице 4.2. Конструкция представляет собой наклонную стенку шириной 100 м с
переходом в вертикальную на высоте 14,1 м над ватерлинией, углом наклона граней 60°.
Расчётные ледовые условия возьмём характерные для Карского моря (таблица 1.7): толщина
ровного льда 2,0 м. Физико-механические характеристики льда взяты по данным книги Ионова
и Грамузова [14], ледовых нагромождений – по рекомендациям [16].
Таблица 4.2 – Вводные данные для расчёта
Характеристика
Длина и ширина сооружения по ватерлинии
Угол наклона граней к горизонту
Высота наклонной части сооружения
Толщина ровного льда
Критические напряжения во льду
Модуль упругости льда
Коэффициент Пуассона
Плотность льда
Плотность воды
Коэффициент сноса нагромождения:
- надводного
- подводного
Значение
100
60
14,1
2,0
кр , кПа
E , кПа
л , т/м3
в , т/м3
600
сннн
Угол склона нагромождения:
- надводного
- подводного
Пористость нагромождений
Коэффициент сцепления обломков льда
Угол внутреннего трения нагромождения
Коэффициент трения «лёд-лёд» для нагромождения:
- надводного
- подводного
Коэффициент трения «лёд-сооружение»
*
Обозначение
D, м
, град
b, м
hл , м
пн
сн
нн , град
пн , град
c , кПа
, град
лнн
пн
л
лс
3×106
0,34
0,9
1,025
0
0
36
35
0,3
3
35
0,275
0,275*
0,15**
- коэффициент трения для подводного нагромождения взят равным надводному (хотя и
очевидно, что они будут различаться, т.к. трение в подводном нагромождении происходит под
водой и носит гидравлический характер, отсутствие исследований данного вопроса позволяет
сделать допущение об их равенстве);
**
- коэффициент трения «лёд-сооружение» взят равным
коэффициенту «лёд-сталь».
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Расчёт выполнен по разработанной методике (п. 4.3), результат представлен в таблице
4.3. На рисунках 4.22 и 4.23 приведены нейтральная линия и эпюра балки-полоски ледового
поля.
Таблица 4.3 – Результат расчёта эталонного сооружения по разработанной методике
Наименование
№
Обозначение, Значение
формулы размерность
Характеристики ледовых нагромождений
Масса подводного нагромождения
(4.42)
4,959×103
m пн , т
Глубина подводного нагромождения
п. 4.4.1
hпн , м
8,86
Длина подводного нагромождения
(4.63)
a пн , м
17,77
Длина
части
подводного
нагромождения,
соприкасающейся с сооружением
Масса надводного нагромождения
(4.65)
с
a пн
,м
5,115
(4.103)
m нн , т
1,279×103
Высота надводного нагромождения
(4.113)
hнн , м
7,13
Высота надводного нагромождения у ватерлинии
сооружения
Длина надводного нагромождения
(4.58)
h ,м
4,14
(4.66)
a нн , м
5,7
N нн , кН
9,814×103
N пн , кН
7,027×103
q нн , кН/м
-34,46
q' пн , кН/м
11,11
M кр , кН∙м
400
V л , кН
88,64
H л , кН
2,074×104
(4.85)
H обл , кН
6,727×104
(4.86)
H по , кН
1,692×104
(4.87)
H нн , кН
7,007×104
(4.89)
H пн , кН
837
(4.83)
H гл , кН
1,758×105
Нагрузка на ледовый покров
Воздействие надводного нагромождения на ледовое
(4.16)
поле
Воздействие подводного нагромождения на ледовое
(4.41)
поле
Давление надводного нагромождения на ледовое
(4.65)
поле
Приведённое давление подводного нагромождения
(4.70)
на ледовое поле
Критический момент, действующий во льду
(4.73)
Сила ломки ледовой балки-полоски
п. 4.3.6
Нагрузка на сооружение
Нагрузка от ломки ледового поля
(4.84)
Нагрузка от проталкивания обломков льда по
наклонной поверхности сооружения
Нагрузка от разворота обломков на вертикальную
грань сооружения
Дополнительная
нагрузка
от
надводного
нагромождения
Дополнительная
нагрузка
от
подводного
нагромождения
Глобальная ледовая нагрузка
нн
0
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 4.22 – Нейтральная линия балки-полоски
Рисунок 4.23 – Эпюра изгибающих моментов балки-полоски
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
5 Обеспечение устойчивости платформ на дне водоёма
5.1 Характеристики донных грунтов Печорского и Карского морей
Для эффективного закрепления сооружения на дне, а также для предотвращения размыва
грунта перед сооружением, необходимо достоверно знать характеристики донного грунта на
месте установки сооружения. Для оценки донных образований Печорского и Карского морей
была использована статья С. А. Козлова ВНИИ Океанологии МПР России [20]. В ней собрана
наиболее полная информация по грунтам западно-арктической нефтегазоносной провинции,
обобщены исследования за последние 40 лет. В основу предлагаемой автором оценки
инженерно-геологических условий региона положено разделение геологического разреза на
инженерно-геологические комплексы, горизонты и мегагоризонты.
Инженерно-геологические комплексы содержат толщи горных пород или донных
осадков,
расположенных
стратиграфической
последовательности,
характеризующихся
сходством (выражающимся в принадлежности грунтов комплекса к одной-двум инженерногеологическим
группам)
или закономерной изменчивостью
инженерно-геологических
характеристик. Инженерно-геологические комплексы состоят из одного или нескольких
горизонтов. Инженерно-геологические горизонты характеризуются сходными условиями
образования горных пород или донных осадков, близостью их фациально-литологического
состава и возраста. Горизонт может состоять целиком из однородных грунтов, входящих в одну
подгруппу или, сохраняя преобладание одной подгруппы реже – двух). Выделение инженерногеологических горизонтов применимо для среднемасштабных и мелкомасштабных карт. На
обзорных инженерно-геологических картах масштаба мельче 1:1500000 целесообразно
ограничиться
выделением
инженерно-геологических
комплексов
и
мегагоризонтов.
Инженерно-геологические мегагоризонты занимают промежуточное положение между
комплексами и горизонтами, объединяют один или два (реже – три) горизонта, чередующихся
на обширных площадях.
В пределах Западно-Арктической нефтегазоносной провинции можно выделить
следующие инженерно-геологические комплексы (таблица 5.1):
Архейско-протерозойских скальных пород высокой прочности, определяющих
особенности зон берегового примыкания трубопроводов на Кольском полуострове;
Палеозойских полускальных пород, инженерно-геологические свойства которых
определяют особенности добычи углеводородов в субаквальной части Тимано-
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Печорской НГП (месторождения Поморское, Приразломное, Варандей-море,
Медынское-море и др.);
Мезозойско-кайнозойских мягких, рыхлых и полускальных грунтов, инженерногеологические свойства которых определяют особенности добычи углеводородов (и
связанной с ней осадкой донной поверхности) в Баренцевской НГП и субаквальном
продолжении
Западно-Сибирской
НГП
(месторождения
Мурманское,
Штокмановское, Ледовое, Ленинградское, Русановское и др.);
Плейстоценовых мягких и рыхлых грунтов морского, ледниково-морского,
флювиогляциального
и
аллювиально-морского
происхождения,
инженерно-
геологические свойства которых во многом определяют характер размещения
придонных нефтегазопромысловых сооружений месторождения углеводородов;
Современных слабых и рыхлых покровных грунтов морского, аллювиальноморского, ледниково-морского, морского биогенного и элювиально-делювиального
происхождения, инженерно-геологические свойства которых в первую очередь
определяют характер механического и криогенного взаимодействия с подводными
трубопроводами.
Характер
изменчивости
физико-механических
свойств
голоценовых
осадков
Западноарктического шельфа в условиях полярного литогенеза определяется, в основном
современными батиметрической, циркумконтинентальной (в данном случае – удалением от
суши) и в меньшей степени широтной зональностями осадконакопления, с некоторым
влиянием ледового разноса (до 8-21% от общего объёма терригенного материала, по
В.Н.Каменевой и Д.С.Яшину).
Подошва отложений картируется по резкой смене вещественного состава и физических
свойств. Литологический состав морских отложений m(QIII4- QIV) в пределах БаренцевоКарского шельфа контролируется глубиной и интенсивностью придонных течений,
геоморфологией дна и литологией подстилающих пород. На Новоземельском, Канинском и
Северотиманском мелководье голоценовые морские осадки заметно огрубляются, в их
основании появляются гравийно-галечные слои мощностью до 0,3 м. Крупнообломочные и
песчаные грунты распространены вдоль побережий до изобат: на Баренцевоморском шельфе –
100-200 м, на Карскоморском шельфе – 20-50 м, в губах и заливах – 10-20 м; для районов
Кольского шельфа характерны ракушечные илы незначительной мощности.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Лист
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 5.1 – Инженерно-геологические комплексы и мегагоризонты Западно-Арктической нефтегазоносной провинции
Продолжение таблицы 5.1
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Продолжение таблицы 5.1
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
По мере увеличения глубины моря, примерно с изобаты – 250 м, фиксируется область
современной аккумуляции глинистых (суглинистых) илов. Мощность этих илов, по данным
профилографа, составляет 2-4 м, максимально до 6 м. Вскрытая грунтовыми трубками в ходе
изысканий по трассе волоконно-оптической связи мощность составила 1,2 м. К северу от
Кольско-Канинского мелководья осадки становятся всё более глинистыми и достигают
мощности в несколько метров. По мере приближения к мелководью, прилегающему к Новой
Земле, с уменьшением глубин моря начинают изменяться поверхностные осадки. Область
замедленного накопления современных глинистых илов сменяется на область практически
нулевой седиментации.
На Печорском мелководье голоцен представлен песчаными и песчано-супесчаными
отложениями мощностью 3-5 м. В районе острова Колгуев мощность достигает 10 и более
метров, а разрез приобретает чёткое двухслойное строение: нижняя часть представлена
регрессивными мелкозернистыми (до пылеватых) песками, верхняя – тёмно-серыми
суглинистыми илами. Мощность песков 1-1- м, илов – от 0.2-0.5 до 1-2 м и более. В центральной
части Печорского моря, прилегающей к Варандейской и Приразломной площадям, выявлено
двухслойное строение современной грунтовой толщи. Сверху, до глубины свыше 3 м, залегают
разнозернистые пески, утончающиеся вверх по разрезу. Далее после резкой (отчётливой)
границы развит «переходный слой», представленный хаотичным чередованием бесформенных
линз песка и чёрных глинистых илов. В нижней части голоценового разреза залегают глинистые
илы чёрного и серого (сверху вниз) цветов, с развитием грубообломочного материала
(продукты ледового разноса). Чёрные малоплотные и малопрочные илы, по всей видимости,
можно отнести к суглинистым и даже супесчаным, тогда как серые – существенно более
глинистые.
На юге-западе Карского моря голоценовые осадки представлены преимущественно
глинистыми и суглинистыми илами, с линзами и прослойками песка, редкими включениями
грубообломочного материала, в верхней части разрезов преобладают глинистые илы с
корочками конкрециями гидроксидов железа. На мелководье морские отложения представлены
песками; мощность осадков составляет 0.5-2 м.
В северо-западной части Карского моря широкое развитие имеют глинистые илы,
мощность которых, по данным сейсмопрофилирования, не превышает 1-3 м. По данным
пробоотбора, они представлены здесь нефелоидными суглинистыми и глинистыми илами,
окрашенными в оливково-серые тона. Повсеместно в разрезе отмечаются стяжения
гидротроилита, развивающегося в основном по остаткам ходов червей-илоедов, часто
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
встречаются тонкостенные раковины и их детрит. На поверхности осадков встречаются
единичные гравийные и щебнистые обломки, вероятно как результат ледового разноса;
приповерхностные осадки биотурбированы. Опробованная мощность илов здесь колеблется от
95 до 192 см.
Современные морские отложения (QIII4 - QIV) представлены, как правило, слабыми
текучими
грунтами
с
дальними
коагуляционными
связями
(илами
глинистыми
и
суглинистыми) и рыхлыми отложениями с преимущественно механическими связями (песками,
супесями, крупнообломочными грунтами). На Западно-Арктическом шельфе России в рамках
комплекса современных слабых и рыхлых покровных грунтов выделяются 6 инженерногеологических мегагоризонтов:
Илы глинистые вязкотекучие и текучепластичные, локально переслаивающиеся с илами
суглинистыми и супесями m(QIII4 - QIV);
Илы суглинистые вязкотекучие и текучепластичные, часто с прослоями супесей m(QIII4
- QIV);
Пески мелкие и пылеватые, реже средней крупности, переслаивающиеся с супесями, с
включениями редкого гравия и гальки m,am,gmQIV;
Илы глинистые и суглинистые вязкотекучие, часто с включениями песчаного материала
amQIV;
Песчано-гравийные и песчано-галечные отложения с включением валунов edQIV;
Ракушечно-песчаные и ракушечно-илистые отложения mbQIV.
Илы глинистые морского (ледово-морского) происхождения, обычно – зеленоватосерого или серого цвета. Могут содержать рассеянный раковинный детрит и грубообломочный
материал, чаще всего гравийный, реже – мелко-галечный, представленный неокатанными и
слабоокатанными обломками серых и чёрных глин, серых песчаников, зелёных кварцевоглауконитовых алевропесчаников. Слоистость может быть нечётко выражена тёмными
проявлениями органического вещества с гидротроиллитом. На большей части шельфа
распространены илы с преобладанием глинистой фракции, на Северо-Мурманской и Лопарской
площадях наблюдается существенное (примерно в 2 раза) увеличение содержания
крупнопылеватой фракции, что позволяет отнести такие илы к пылеватым. Для илов
Гусиноземельской площади характерно существенное (до 47%) увеличение содержания
песчаной фракции.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Имея широкое распространение на Западно-Арктическом шельфе, глинистые илы
характеризуются значительным разнообразием физико-механических свойств. Так, влажность
илов может изменяться от 29 до 211%, плотность – от 1,21 до 1,99 г/см3, удельное сцепление –
от 1 до 11 кПа. Анализируя изменчивость физико-механических свойств по площадям, можно
отметить несколько повышенную среднюю плотность (относительно средней по шельфу,
равной 1,56 г/см3, по результатам 1401 определения) глинистых илов на некоторых
положительных структурах 1,65 г/см3 - на Западно-Кольской седловине и Куренцовской
структурной террасе, 1,59 г/см3 - на Печоро-Колвинском мегавале, 1,69 г/см3 - на Приямальской
равнине, 1,75 г/см3 - на Русановской структурной террасе и Ленинградско-Обручевской
возвышенности. Уверенно фиксируются меньшие значения плотности у илов, заполняющих
отрицательные морфоструктуры рельефа. Так, например, в Южно-Новоземельском жёлобе
среднее значение плотности составляет 1,41 г/см3. Отмечаются абсолютно одинаковые (с
точностью до 0,01 г/см3) средние значения плотности глинистых илов Баренцева и Карского
бассейнов – 1,56 г/см3.
Более низкие значения влажности илов (относительно средней по шельфу, равной 75%
по результатам 1542 определений) характерны для Мурманской возвышенности (среднее
значение 67%), Западно-Кольской седловины (53%), Южно-Карской синеклизы (46%).
Повышенная влажность присуща илам Южно-Новоземельского жёлоба (103%), Центральной
впадины (78%), Мангазейского плато (95%). Среднее значение удельного сцепления по всему
шельфу составило 5 кПа (по результатам 241 определения), угла внутреннего трения - 3° (90
определений). Таким образом, практически все глинистые илы Западно-Арктического шельфа
можно отнести к вязкотекучим-текучепластичным грунтам (по прочности). Исключение может
составить лишь обычно не изучаемый поверхностный полужидкий слой, имеющий мощность,
не превышающую первые сантиметры. Его следует отнести к жидкотекучим грунтам
(сопротивление вращательному срезу – менее 1 кПа).
На закономерностях изменчивости состава и физико-механических свойств илов (в
наибольшей
степени
–
прочностных
свойств)
наиболее
определённо
сказывается
батиметрическая зональность осадконакопления, выражающаяся в снижении прочности от 4,5
до 1 кПа на глубинах моря 100-300 м с градиентом 1,7 кПа/100 м. Особенности батиметрической
изменчивости физико-механических свойств илов, вероятно, связаны с плотностью и
размерами слагающих их агрегатов и микроагрегатов (по аналогии с илами абиссали).
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
С увеличением глубины поддонного залегания начинает проявляться, в большей или
меньшей степени, вертикальная изменчивость физико-механических свойств илов: влажность,
как правило, уменьшается, а плотность – увеличивается (часто одновременно с увеличением
прочности). Однако известны случаи, когда вертикальная зональность очень слабо выражена
или практически отсутствует. Так, например, на Мангазейской площади Карского моря, по
результатам испытаний донных осадков через 5 см по грунтовым колонкам длиной 20-95 см
(336 определений), зависимость плотности и прочности грунтов от их поддонной глубины
чётко не прослеживается. Значения плотности 1,37-1,79 г/см³ характерны как для поддонных
глубин 0-0,2 м, так и для интервала 0,4-1,0 м. Грунты с прочностью на сдвиг 1,6-10,0 кПа
залегают как на поверхности, так и в интервале 0,5-1,5 м. Как исключение, в подошве слоя
обнаруживаются грунты с прочностью свыше 20 кПа, которые, возможно, имеют
доголоценовый возраст.
На периферии континентальной окраины, недалеко от острова Медвежий, наислабейшие
осадки с прочностью на сдвиг менее 2 кПа залегают на глубине 0,5 м, ниже их прочность
закономерно увеличивается с градиентом примерно 3,5 кПа/м.
Илы суглинистые обычно имеют коричневато- или зеленовато-серый цвет, редко –
тёмно-серый за счёт включения органического вещества. Как правило, в суглинистых илах
песчаная фракция существенно преобладает над пылеватой и глинистой, составляя 46-61%,
кроме площадей, принадлежащих или близких к Южно-Баренцевской синеклизе - СевероКильдинской, Арктической, Штокмановской.
Суглинистые илы значительно отличаются от илов глинистых по своим физическим
свойствам: им присуща существенно (более чем в 1,5 раза) меньшая влажность, от 29 до 99%
при среднем значении по шельфу - 46% (по результатам 285 определений); значительно
большая плотность, от 1,44 до 2,08 г/см³, при среднем значении 1,76 г/см³ (по результатам 178
определений). Межзональные различия физических свойств незначительны. Прочность
суглинистых илов практически не отличается от прочности глинистых илов, составляя 3-12 кПа
при среднем значении 5 кПа (по результатам 49 определений).
Для предварительной оценки поведения инженерного сооружения на океанском дне,
сложенном слабыми осадками, в интервале нормальных нагрузок, можно использовать
начальную критическую нагрузку Р1 (по Н. П. Пузыревскому), а при быстром нагружении –
даже 0,75 Р1. Несущую способность слабых грунтов Баренцево-Карского шельфа,
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
представленных глинистыми и суглинистыми илами, таким образом можно предварительно
оценить в диапазоне 4-37 кПа.
Отдельно в южной части Мангазейской площади изучены глинистые и суглинистые илы
алювиально-морского происхождения, обладающие несколько повышенной влажностью (50192%, при среднем значении 92%, по результатам 84 определений), пониженной плотностью
(1,30-1,71 г/см³, по результатам 84 определений). Значения прочности данных илов (2-10 кПа)
практически не отличаются от значений у илов морского происхождения.
Пески пылеватые и мелкие широко распространены на Западноарктическом шельфе,
представлены в основном однородными, хорошо сортированными отложениями светло- и
тёмно-серого цвета, включающими растительный детрит, линзовидные прослойки торфа, редко
– гальку и крупный гравий. Гранулометрический состав мелких песков (содержание частиц >0,1
мм – больше 75%) характеризуется песчаной фракцией, составляющей в среднем по
Западноарктическому шельфу 82-99%. При этом на Варандейской и Песчаноозёрской
площадях количество песчаных зёрен достигает 98-99%.
Пески имеют широкий диапазон значений плотности: от 1,67 до 2,26 г/см³, при среднем
генеральном значении 1,96 г/см³ (по результатам 195 определений). Несколько заниженная
величина среднего генерального значения плотности объясняется присутствием на некоторых
морфоструктурах песков с повышенным содержанием раковинных обломков. Например,
минимальные значения плотности песков могут достигать значений: на Мурманской
возвышенности – 1,80 г/см³, на Северо-Печорской возвышенности – 1,72 г/см³, в ВосточноКолгуевском прогибе (Печорская синеклиза) – 1,67 г/см³, влажность песков изменяется от 19 до
48% (максимальные значения – на Северо-Печорской возвышенности), при среднем
генеральном значении 25% (по результатам 195 определений). Прочность песков определяется
значениями угла внутреннего трения от 23° до 36° при среднем генеральном значении 29° (по
результатам 16 определений); удельным сцеплением, иногда достигающим 9-11 кПа (на
Печорской синеклизе), но в среднем составляющим 4 кПа.
Ракушняковые пески, содержащие иногда до 90-95% раковинного материала, имеют
меньшую плотность, 1,42-2,01 г/см³, при среднем генеральном значении 1,84 г/см³, несколько
повышенную пористость (в среднем 0,80, по результатам 31 определения). Прочность
ракушняковых песков почти не отличается: угол внутреннего трения составляет 10-42° при
среднем значении 28° (по результатам 31 определения).
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Супеси обычно имеют серый, тёмно-серый, реже – зеленоватый цвет; встречаются
редкие включения гравия и гальки. Содержание в супесях песчаной фракции изменяется от 69
до 82%, с некоторым преобладанием мелкозернистых частиц над тонкозернистыми. Пылеватая
факция составляет 9-23%, количество глинистой составляющей меняется от 3 до 11%.
Супеси, содержащие незначительное количество глинистых частиц, обладают низкой
пластичностью (число пластичности 2-7% при среднем значении 6%, по результатам 319
определений). Недостаточно высокий коэффициент пористости 0,61-0,90 не позволяет отнести
данные грунты к супесчаным илам. Плотность влажного грунта изменяется в весьма широком
диапазоне, от 1,47 до 2.09 г/см³, в зависимости от содержания глинистых частиц и крупности
песчаных зёрен. Межзональные различия физических свойств супесей несущественны.
Влажность супесей близка к влажности песков, составляя 19-49% при среднем значении 27%
(по результатам 169 определений). Прочность супесей характеризуется относительно низкими
(чем у песков) значениями угла внутреннего трения, от 7° до 30° при среднем значении
сцепления 7 кПа. По всей видимости, при детальных исследованиях данные грунты подлежат
разделению на 2-3 инженерно-геологических горизонта, в зависимости от степени близости к
илам или рыхлым отложениям.
Крупнообломочные грунты элювиально-делювиального происхождения обладают
плотностью 2,13-2,28 г/см³ (по результатам 20 определений), коэффициентом пористости 0,270,64 (20 определений), углом внутреннего трения 22-32° (5 определений), удельным
сцеплением (параметром линейности) 3-8 кПа (5 определений).
Современные ледниково-морские отложения распространены на мелководье
Северного острова Новой земли. Они представлены продуктами перемыва ледниковых
отложений – песками мелкозернистыми до пылеватых, переслаивающимися с супесями, с
редкими включениями гравия, гальки и дресвы; мощность - 0.5-2.5 м.
Аллювиально-морские отложения локализованы в губах южного побережья, а также
в предустьевых частях крупных речных долин и заливов. Представлены осадками
преимущественно алеврито-глинистого состава, насыщенными органикой, мощность достигает
5-6 м.
Наиболее часто морское дно, на котором устанавливают сооружения, сложено из слоёв
ила, глины и песка, различных по толщине и характеристикам. Разнообразие грунтовых
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
условий даже в пределах одного района шельфа не позволяет дать хотя бы весьма
приблизительные рекомендации для предварительной стадии проектирования. Необходимые
сведения получают в результате геотехнических работ на площадке строительства. Состав
работ и размеры обследуемой площадки могут различаться в конкретных условиях. Фактически
в отдельных случаях делали до 11 скважин и до 30 зондирований [41]. В случае
непосредственного опирания на грунт глубина скважин принимается равной 1,5 ширины
(диаметра) фундамента. Если опорный блок закрепляют сваями, бурение скважин ведут до
предполагаемой глубины погружения свай плюс 1 – 1,5 ширины свайного фундамента. Размер
обследуемой площадки назначают с учётом возможности отклонения сооружения при посадке
на дно от проектного положения.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
5.2 Конструктивные и технологические особенности закрепления платформ
на дне
Из изложенного в предыдущем пункте следует, что в Карском и Печорском морях
встречаются очень разные по своим физико-механическим характеристикам грунты. Поэтому
перед началом проектированием платформы должны быть проведены исчерпывающие
инженерно-геологические исследования предполагаемого района эксплуатации.
Для того, чтобы платформа более эффективно противостояла сдвигающим усилиям,
особенно сильным в арктических регионах из-за суровых ледовых условий, применяют
специальные конструктивные приёмы, позволяющие более успешно фиксировать сооружение
на дне.
Одним из таких приёмов является устройство рёбер. Их располагают снизу опорной базы
гравитационного сооружения. Рёбра позволяют передавать нагрузку от сооружения на более
глубокие и плотные слои грунта, обеспечивают лучший контакт между опорной базой и
грунтом (так как образованное замкнутое пространство под подошвой сооружения заполняется
цементным раствором) и создают дополнительную защиту сооружения от подмыва.
Рёбра могут быть выполнены из стали или железобетона, часто в конструкциях
используют их комбинацию.
Своё широкое применение конструкции с использованием рёбер нашли на
месторождениях в Северном море, где грунты основания представлены в основном плотными
заиленными мелкими песками и плотными глинистыми илами с песчаными прослойками.
Именно для этих условий первоначально и разрабатывались конструкции, обеспечивающие
хорошее сопряжение подошвы сооружения с грунтом.
Днища платформы могут быть плоскими, либо выполняться в виде обратных сводов.
Выступающие ниже подошвы опорной части рёбра обычно являются как бы продолжением
стенок и перегородок опорной базы. Схема устройства днищевой части опорной базы
некоторых железобетонных платформ, установленных в Северном море, показана на рисунке
5.1. Обязательным является устройство рёбер по периметру опорной базы, они имеют
наибольшую высоту, внутренние рёбра обычно имеют ту же ширину, но по высоте меньше.
Металлические рёбра (ножи) имеют толщину 20-30 мм, железобетонные – 300-1200 мм.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 5.1 – Конструктивные схемы подошв опорной базы гравитационных железобетонных
платформ: 1) – платформа Дорис и нефтехранилище Экофиск; 2) – платформы Берил-А,
Брент-В и Брент-Д; 3) – платформы Дорис, Фригг СДР1 и Фригг 5М; 4) – платформы Си Тэнк
и Фригг TPI; 5) – платформы Кондип и Стадфиорд-А; 6) – платформы Андок и Данлин-А; 7) –
платформы Кондип и Фригг ТСР2; 8) – платформы Дорис и Ниниан; 9) – платформы Си Тэнк,
Брент-С и Корморант-А
Для того, чтобы обеспечить наиболее эффективную ориентацию сооружения при его
установке на дно, предотвратить чрезмерные горизонтальные перемещения и устранить
опасность повреждения рёбер в начальный момент установки платформ, на нижней
поверхности опорной базы предусматривают устройство нескольких цилиндрических
элементов из металлических труб диаметром от 1 до 3 м, низ которых выступает на несколько
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
метров ниже рёбер. На рисунке 5.2 приведена деталь
опорной базы платформы Кондип. В процессе установки
сооружения
на
цилиндрические
дно,
первыми
элементы
5,
касаются
выступающие
грунта
ниже
стальных ножей 3 на 4 м. Таких элементов в сооружении
три. Затем в контакт с грунтом вступают металлические
ножи 3 высотой 3,5 м, установленные по периметру базы.
Лишь после этого сооружение станет опираться на
железобетонные рёбра 2 и купола ячеек днища 4.
Правильная
установка
специальной
сооружения
балластировочной
контролируется
системой.
После
установки платформы все зазоры между грунтом и
подошвой
опорной
базы
заполняются
цементным
раствором. Для устранения явления размывов грунта
водой,
выдавливаемой
из-под
сооружения
при
погружении ножей, в их стенках предусматриваются
отверстия. Длина рёбер заметно сказывается на общей
устойчивости сооружения.
Рисунок 5.2 – Деталь сопряжения
опорной базы платформы
КОНДИП с грунтом основания;
1 – песчаный балласт; 2 –
железобетонное ребро; 3 –
металлические ножи (рёбра); 4 –
купол опорной ячейки; 5 –
цилиндрические элементы; 6 –
грунт дна
После определения длины рёбер проводят расчёт
их прочности на изгиб и поперечную силу, возникающие в связи с тем, что только часть
действующих на сооружение внешних горизонтальных сил воспринимается трением,
действующим под днищем платформы в плоскости скольжения. Рёбра должны быть также
рассчитаны на восприятие сил, возникающих при их погружении в грунт при установке
сооружения на дно.
Наличие рёбер усложняет изготовление опорной базы в котловане, увеличивает осадку
сооружения при выводе его и из котлована и в процесс буксирования. Для уменьшения осадки
в пространство между днищем базы и рёбрами может быть закачан воздух.
При установке гравитационной платформы на мягкий грунт возникает проблема
стабильности её пространственного положения на точке фиксации [19]. Это связано с тем, что
во многих районах мелководья грунт представляет собой мягкий ил мощностью несколько
метров. Верхний слой такого грунта характеризуется влажностью до 250-300 %, плотностью
1540 кг/м3 и низкими прочностными характеристиками. Общее сопротивление сдвигу таких
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
грунтов не превышает 6-8 кПа. С глубиной (ниже 2-3 м) обычно наблюдается снижение
влажности до 150-190 % и повышение плотности до 1800 кг/м3 и более. При этом осадки
переходят в вязкопластичное или мягкопластичное состояние.
При постановке буровой платформы на дно, образованное размягчёнными осадками,
стабильность положения платформы зависит, прежде всего, от величины заглубления опорного
основания в грунт.
Вследствие воздействия штормовых волн, а также подвижек льда платформа
испытывает горизонтальные смещения и повороты циклического характера. При этом
происходит постепенное увеличение вертикальной осадки. По мере локального ослабления
грунта напряжения под ней не распределяются. Во время этих воздействий в песке может
наблюдаться значительное рассеивание избыточного порового давления. Однако, если
платформа установлена на глинистый грунт, то даже при целой серии циклических нагрузок
существенного дренирования не возникает.
Если платформа установлена на песчаном основании или глине нормальной плотности,
со временем циклические смещения уменьшаются, а прочность её увеличивается. Глинистые
грунты, на которые очень часто устанавливают гравитационные платформы, в большинстве
случаев не обладают достаточной прочностью на сдвиг. Потеря устойчивости большим
основанием на песчаном грунте вследствие уменьшения несущей способности последнего под
действием горизонтальных нагрузок зависит от прочности грунта на сдвиг в недреннированном
состоянии. Большие гравитационные платформы, установленные на песке, обычно не
подвержены потере устойчивости. Однако значительные сдвигающие напряжения в грунте в
сочетании с поворотными нагрузками и высокими гидравлическими градиентами по периметру
основания могут вызывать размягчение грунта и нарастающее раскачивание платформы, в
результате чего последняя теряет устойчивость.
Важным фактором, приводящим к нарушению устойчивости больших оснований
платформ, является сжижение грунта. Во время шторма происходит изменение его свойств,
связанных с напряжением и деформацией, а также увеличение порового давления в результате
циклических нагрузок. В этом случае давление поровой воды в песке может увеличиться
настолько, что действительное напряжение в грунте будет приближаться к нулю. Песок теряет
свою прочность, ведёт себя как псевдосжиженный слой, а платформа может погрузиться во
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
флюодизированный грунт. Эксцентрические палубные или волновые нагрузки на палубу могут
при этом вызвать наклон платформы.
Другим способом фиксации сооружения на грунте являются сваи. Они позволят
избежать погружения платформы в песчаный грунт при сжижении последнего, а также
закрепить сооружение на мягком грунте большой мощности. Это также наиболее часто
встречающийся метод фиксации на дне конструкций сквозного типа. Свайное основание может
быть выполнено в виде:
1. одиночных свай, погружаемых в грунт через стойки опорных блоков;
2. групповых свай, имеющих обычно круговое расположение в плане, погружаемых в
грунт через специальные направляющие и свайные обоймы, устраиваемые у угловых
стоек опорного блока платформы сквозного типа; количество свай в каждой группе
может достигать десяти и более;
3. при применении свайно-гравитационных платформ свайные фундаменты выполняются
либо в виде сплошных свайных полей, либо в виде отдельных рядов свай, количество
которых и их взаимное расположение определяется конструкцией сооружения.
Свайные фундаменты проектируются на основе инженерно-геологических изысканий на
месте установки сооружения. В зависимости от характеристики донных грунтов и нагрузок,
действующих на сооружения, наличия технических средств применяют следующие виды свай:
1. сваи забивные трубчатые металлические, погружаемые в грунт молотами и
вибропогружателями;
2. сваи бурозаливные из трубчатых элементов, погружаемые в предварительно забуренные
в грунте скважины большего диаметра с последующей заливкой скважин цементным
раствором;
3. сваи комбинированные бурозаливные, состоящие из забиваемых в верхние слои грунта
металлических труб с последующим бурением через их внутренние полости скважин на
расчётную глубину, установкой анкеров и заполнением скважин и внутренней полости
свай цементным раствором (возможно применение цементно-песчаных растворов или
бетонов с пластификаторами);
4. сваи с уширенными нижними концами. Уширение нижних концов для перечисленных
выше видов свай создаётся бурением или камуфлетным способом.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Забивные сваи являются наиболее распространённым, особенно в зарубежной практике,
типом, применяемым практически при всех видах грунта, кроме скальных. Конструктивно они
выполняются из металлических труб, необходимая по расчёту длина сваи достигается путём
стыковки с помощью сварки отдельных секций. Трубы могут быть прокатного профиля или
вальцованными, изготавливаемые из листового металла.
При наличии современного сваебойного оборудования металлические трубчатые сваи
удаётся быстро погружать на проектную глубину. Нижние концы свай оставляют открытыми,
по окончании забивки для стабилизации положения грунтовой коробки внутри сваи
устанавливается бетонная диафрагма.
В соответствии с расчётными напряжениями толщина стенок трубчатых свай и свайоболочек может приниматься постоянной или переменной по длине. При диаметрах,
превышающих 80 см, как правило, толщину стенки принимают переменной. Нижняя часть сваи
на участке длиной 101,5 диаметра принимается утолщённой (в 1,5-2 раза) против расчётной
толщины стенки. Сваи проектируются из звеньев, дина которых определяется условиями
производства работ.
При забивке свай могут иметь место различного рода осложнения, когда для погружения
сваи на проектную глубину приходится применять специальные меры, обеспечивающие
требуемую забивку сваи. Это может быть чередование забивки с разбуриванием грунта внутри
полости сваи или бурение грунта ниже торца забитой сваи с последующей добивкой. Все эти
дополнительные мероприятия не должны снижать несущую способность сваи. Так, например,
диаметр скважин, которые бурят ниже торца уже забитой сваи, не должен превышать 75 %
диаметра сваи при глинистых грунтах и 50 % при песчаных, забой скважины должен находиться
не менее чем на 3-4,5 м ниже проектной глубины забивки сваи. В некоторых случаях применяют
двухступенчатую забивку свай, когда первую, внешнюю сваю забивают до заданной отметки,
затем забуривают грунтовое ядро, образовавшееся внутри сваи, и через образованную полость
забивают вторую сваю, меньшего диаметра.
Для обеспечения совместной работы свайных элементов кольцевой зазор между
стенками труб цементируют, а верхние концы сваривают друг с другом.
В некоторых случаях, когда при забивке свай отдельные сваи не удаётся забить до
проектной отметки, через их полость до требуемой глубины бурят скважину, в которую
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
спускают сваю меньшего диаметра. Зазор между этой вставной сваей и стенкой скважины
цементируют, при этом рекомендуется, чтобы зазор между сваей и стенкой скважины был бы
менее 75 мм.
Сложные геологические условия, встречающиеся на морских месторождениях, часто не
позволяют применять забивные сваи. В связи с этим широкое применение получили
бурозаливные сваи.
Рисунок 5.3 – Схема обустройства бурозаливной сваи: а – установлена опорная стойка и
обсадная труба; б – забивка обсадной трубы; в – бурение скважины через обсадную трубу; г –
установка анкера; д – цементация скважины; 1 – опорная стойка; 2 – обсадная труба; 3 –
трубобур; - 4 – анкер
Для устройства бурозаливной сваи в грунте бурят скважину до глубины,
предусмотренной проектом, диаметр скважины на 150-200 мм больше диаметра сваи. Затем в
скважину опускают сваю и производят цементирование. Кроме такой простейшей схемы,
возможной лишь в тех случаях, когда не требуется крепления стенки скважины, применяют так
называемые комбинированные бурозаливные сваи, состоящие из нескольких концентрично
расположенных труб. Трубу большего диаметра забивают в верхние слои грунта, она служит
как водоотделительная колонна и одновременно является направляющей при бурении
скважины под сваю. Через эту трубу бурят скважину на заданную глубину, в неё вставляют
внутреннюю трубу (или несколько труб) и затем цементируют кольцевое пространстве межу
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
нею и стенками скважины, а также все полости выше уровня дна (рисунок 5.3). Самые
современные способы цементации предусматривают возможность подачи раствора под
высоким давлением, что повышает несущую способность свай в 2-2,5 раза.
В тех случаях, когда свайные фундаменты приходится устанавливать в мощных слоях
слабых грунтов, применяют сваи с уширением. Это могут быть винтовые сваи и сваи, под пятой
которых различными средствами делают уширения, заполняемые цементным раствором. Для
обеспечения совместной работы ствола сваи и уширения в разбуренную часть перед
цементацией полости устанавливают металлический анкер.
Для крепления с помощью бурозаливных свай не требуется мощное сваебойное
оборудование, но при их использовании увеличивается продолжительность работ по
закреплению опорного блока платформы [41]. Так, бурозаливные сваи платформы «Тисл»,
установленной в Северном море на глубине 162 м, погружались в течение 208 суток, а такое же
количество забивных свай в платформах «Найниэн» и «Брент» также в Северном море было
забито в течение 35 и 56 суток соответственно. Таким образом, в арктических морях, где
безлёдный период, в который возможно проведение работ по обустройству месторождения,
составляет 3 месяца, крепление платформы с помощью бурозаливных свай невозможно.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
5.3 Расчёты устойчивости гравитационных платформ
5.3.1 Методика расчёта
Расчёт общей устойчивости сооружения и его грунтового основания производится по
двум предельным состояниям с учётом коэффициентов перегрузок при различных, зависящих
от рассматриваемого этапа, сочетаниях нагрузок и коэффициентов неоднородности параметров
грунта [28]. Этого же требуют нормативные документы [37, 49].
При расчёте по первой группе предельных состояний (потеря несущей способности
и/или полная непригодность оснований и сооружений на них к эксплуатации) необходимо:
определить несущую способность основания в целом при действии расчётных нагрузок и
их наиболее опасных сочетаний, при этом рассматриваются общая устойчивость
сооружения на опрокидывание (рисунок 5.4б), устойчивость от сдвига по подошве или
подстилающему слабому слою грунта (рисунок 5.4в), устойчивость от сдвига и
опрокидывания в результате глубинного сдвига в грунтовом массиве (рисунок 5.4г),
оценивается напряжённое состояние грунта под подошвой сооружения;
оценить гидравлическую устойчивость грунта при воздействии волн, течения, явлений,
возникающих при установке сооружения, рассмотреть вопросы, связанные с возможностью
размыва грунта и способов его защиты (при необходимости);
определить сопротивление основания проникновению в грунт выступающих частей
конструкции сооружения при его установке и оценить усилия, которые могут возникнуть
при перестановке платформы на другое место, рассмотреть вопросы, связанные с
возможностью локальных разрушений юбок и других элементов, взаимодействующих с
грунтом.
Расчёты по второй группе (непригодность к нормальной эксплуатации) включают
определение:
длительных и кратковременных осадок сооружения;
динамических реакций сооружения и оценку поведения грунта основания при действии
динамических нагрузок на сооружение;
относительное смещение сооружения, буровых направляющих и морских трубопроводов.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 5.4 – Схемы к расчёту устойчивости гравитационных платформ: а – нагрузки на
основание платформы; б – устойчивость сооружения от опрокидывания; в – устойчивость от
сдвига по подошве или подстилающему слабому слою грунта; г – устойчивость от сдвига и
опрокидывания при глубинном сдвиге в грунтовом массиве; д – распределение давлений по
подошве основания; е – распределение давлений по подошве при отрыве её части от
грунтового основания; ж – эффективная площадь опирания прямоугольной фундаментной
плиты; з – эффективная площадь опирания круглой в плане фундаментной плиты
Расчётные схемы системы сооружение-основание зависят от рассматриваемого
расчётного случая. При исследовании вопросов, связанных с поведением грунта, сооружение
может быть представлено как абсолютно жёсткое, а характеристики, определяющие
напряжённое состояние грунта, должны быть максимально возможно учтены в расчёте.
При динамическом расчёте самого сооружения обычно в расчётную схему вводят
упрощённую модель грунта основания.
Большинство донных грунтов перспективных шельфовых месторождений представляют
собой нескальные основания. В таких случаях в расчётах устойчивости гравитационных
сооружений следует рассматривать возможность потери устойчивости по схемам плоского,
смешанного
и
глубинного
сдвигов.
Выбор
схемы
зависит
от
вида
сооружения,
классификационной характеристики основания, схемы загружения и других факторов. Следует
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
иметь ввиду, что перечисленные формы сдвига могут иметь место как при поступательной
форме сдвига, так и при сдвиге с поворотом в плане. Оценка устойчивости сооружения на сдвиг
должна производиться с учётом заглубления фундамента (его юбки) в грунт.
Для сооружений, основанием которых являются естественные или искусственные
откосы или их гребни, необходимо также рассматривать схему общего обрушения откоса
вместе с расположенным на нём сооружением.
Для сооружений I класса [37], кроме перечисленных расчётов устойчивости, оценка
степени устойчивости может производиться на основе анализа результатов расчётов
напряжённо-деформированного состояния системы «сооружение-основание». Кроме того,
наряду с детерминистическим методами расчётов должен выполняться стохастический анализ
надёжности сооружений.
Расчёт устойчивости сооружений по схеме плоского сдвига следует производить для
всех сооружений, несущих вертикальные и горизонтальные нагрузки. Только по схеме плоского
сдвига производится расчёт, если:
1. основание сооружения сложено песчаными, крупнообломочными, твёрдыми I L 0 и
полутвёрдыми 0 I L 0,25 пылевато-глинистыми грунтами при выполнении условий:
a) для случая равномерной нагрузки и эксцентриситета в сторону верховой грани
сооружения:
N
b) при эксцентриситете
ep
m
N0
b I
(5.1)
равнодействующей всех сил, приложенных к
сооружению в сторону низовой грани сооружения:
N
m*
N0
b * I
(5.2)
2. основания сооружений сложены туго- ( 0,25 I L 0,5 ) и мягкопластичными
( 0,5 I L 0,75 ) глинистыми грунтами при выполнении условий (1) и (2) и следующих
дополнительных условий:
tan I tan I
c v0
c I su , I
m m*
0,45
k 1 e t 0
4
a w h02
(5.3)
(5.4)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
В формулах (5.1) – (5.4) обозначено:
N – число моделирования;
m , m* – среднее нормальное напряжение соответственно при ширине b и b * ;
b – размер стороны (ширина) прямоугольной подошвы сооружения, параллельной сдвигающей
силе (без учёта длины анкерного понура);
b* b 2e p ;
e p – эксцентриситет в сторону низовой грани сооружения нормальной силы P в плоскости
подошвы,
равный
расстоянию
от
точки
пересечения
с
подошвой
фундамента
равнодействующей всех сил до оси сооружения;
I – удельный вес грунта основания, принимаемый ниже уровня воды с учётом её
взвешивающего действия;
N 0 – безразмерное число, принимаемое для плотных песков N 0 1 ; для остальных грунтов
N 0 3 ; для всех грунтов оснований сооружений I и II классов N 0 , как правило, следует
уточнять по результатам экспериментальных исследований методом сдвига штампов в
котлованах сооружений;
I L – показатель текучести;
tan I – расчётное значение коэффициента сдвига;
tan I , cI , su , I – расчётные значения характеристик прочности грунта основания с учётом
степени его консолидации под нагрузкой от сооружения к расчётному моменту и возможного
их снижения в зоне промораживания-оттаивания;
c v0 – коэффициент степени консолидации грунта;
k – коэффициент фильтрации грунта;
e – коэффициент пористости грунта в естественном состоянии;
t 0 – время возведения сооружения;
a – коэффициент уплотнения; при его определении учитывается изменение e и во всём
диапазоне изменения нагрузок на основание;
w – удельный вес воды;
h0 – расчётная толщина консолидируемого слоя, принимаемая для сооружения с шириной
подошвы b , на части которой bd расположен дренаж, равной:
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
a) для однослойного основания:
при наличии водоупора, залегающего на глубине h1 ( h1 H c ; H c – расчётная
глубина сжимаемого слоя основания):
h0 h1
b bd
2
(5.5)
при залегании в основании дренирующего слоя на глубине hi ( hi H c ):
h0
h1 b bd
2
2
(5.6)
b) для двухслойного основания с толщинами слоёв h1 и h2 :
при наличии водоупора и при k1 k 2 ( h1 h2 H c ):
h0 h1 h2
b bd
2
(5.7)
при наличии дренирующего слоя на глубине h1 h2 ( h1 h2 H c ):
h0
h1 h2 b bd
2
2
(5.8)
В случае, если расчётная сдвигающая сила F приложена с эксцентриситетом в
плоскости подошвы eF 0,05 lb , расчёт устойчивости сооружения следует производить по
схеме плоского сдвига с поворотом в плане ( l и b – размеры сторон прямоугольной подошвы
сооружения).
По схеме глубинного сдвига производится расчёт:
1. для всех типов сооружений, несущих только вертикальную нагрузку;
2. при несоблюдении условий (5.1) - (5.4) – для сооружений, несущих вертикальную и
горизонтальную нагрузки, расположенных на неоднородных основаниях.
Расчёт устойчивости по схеме смешанного сдвига следует производить для сооружений,
несущих вертикальную и горизонтальную нагрузки и расположенных на однородных
основаниях; во всех случаях, если не соблюдаются условия (5.1) - (5.4).
Устойчивость сооружений I класса также рекомендуется [37] оценивать с помощью
численного моделирования разрушения основания. Напряжённо-деформированное состояние
(НДС) системы «сооружение-основание» при таком моделировании следует определять по
нелинейным моделям грунта, дающим статически допустимые поля напряжений. Параметры
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
нелинейных моделей грунта назначаются по нормативным значениям деформационных и
прочностных характеристик грунтов основания.
При расчёте устойчивости сооружений на основаниях, сложенных пылеватоглинистыми грунтами с коэффициентом водонасыщения S r 0,85 и коэффициентом степени
консолидации cv0 4 , следует учитывать нестабилизированное состояние грунта основания
одним из двух способов:
1) принимая характеристики прочности, соответствующие степени консолидации грунта
основания к расчётному моменту (т.е. полным напряжением), и не учитывая при этом в
расчётах наличие избыточного порового давления, обусловленного консолидацией
грунта;
2) учитывая
по
поверхности
сдвига
действие
избыточного
порового
давления,
возникающего при консолидации грунта, и принимая характеристики прочности,
соответствующие полностью консолидированному состоянию грунта (т.е. эффективным
напряжениям).
При расчётах устойчивости сооружений на водонасыщенных нескальных основаниях
(коими являются донные грунты), воспринимающих кроме статических также динамические
нагрузки, необходимо учитывать влияние последних на несущую способность грунта,
обуславливающее снижение (против определённого в статических условиях) сопротивления
недреннированному сдвигу связных грунтов и возникновение избыточного порового давления
в несвязных грунтах. Это давление определяют либо расчётным путём, либо по результатам
экспериментальных исследований.
Расчёт по второй группе предельных состояний производится для того, чтобы быть
уверенным в том, что деформации сооружения (осадка, разность осадок и т.п.), возникающие
при действии на сооружение расчётных нагрузок, не будут препятствовать его нормальной
эксплуатации. Расчётная схема основания в расчётах по второй группе предельных состояний
должна выбираться в виде линейно- либо нелинейно-деформированного полупространства. Для
случая, когда в пределах сжимаемой толщи основания расположен скальный грунт, расчёт
производят по методу слоя конечной толщины.
На более поздних стадиях проектирования надёжность работы сооружения оценивают
как меру вероятности выживания при экстремальном шторме.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
5.3.2 Давление на грунт
Давление на грунт может быть определено с различной степенью точности. На
предварительной стадии проектирования распределение давлений вычисляют приближённо в
предположении абсолютной жёсткости опорной части сооружения, пропорциональности
давления и вызываемой им осадки поверхности грунтового основания (основание
винклеровского типа).
Значительные нагрузки от волн, течения, ветра, льда, а также от веса опорного блока,
верхнего строения с запасами, балласта, хранимых нефтепродуктов и др. вызывают
неравномерность распределения давления под фундаментом. В ряде случаев эксцентриситет
составляет 0,2 ширины подошвы фундамента, т.е. равнодействующая вертикальных и
горизонтальных нагрузок на сооружение выходит за пределы ядра опорного основания.
Распределение давления на грунт можно определить по формуле для внецентренного
сжатия:
p x, y
где
V
M
x
,
V M
S
x
y
Ix
M
y
x
Iy
,
(5.9)
– сумма всех вертикальных сил;
M
y
– моменты относительно главных осей системы координат, центр которой
совпадает с центром тяжести площади подошвы опорного основания платформы;
x , y – координаты точки, в которой вычисляются давления;
S – площадь подошвы сооружения;
I x , I y – осевые моменты инерции.
Равнодействующая сила давления на грунт определяется интегрированием закона
распределения давления по площади подошвы опорного основания:
V р px, y dS
(5.10)
S
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Точку приложения равнодействующей давления найдём, разделив главный момент
системы на её величину:
M yр
xр
Vр
,
р
M
x
y
р
Vр
(5.11)
где M yр и M xр – моменты соответственно относительно осей y и x , вызываемые
воздействием равнодействующей давления V р .
Величина моментов определяется по известному уравнению теоретической механики,
согласно которому момент равнодействующей силы относительно оси равен сумме моментов
составляющих сил:
M xр ydV р
S
р
M y xdVр
S
(5.12)
Из уравнения (5.10) следует, что величина составляющих равнодействующей нагрузки в
подошве сооружения определяется:
dV р px, y dS
(5.13)
Тогда выражения для моментов принимают вид:
M xр y px, y dS
S
р
M y x px, y dS
S
(5.14)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
5.3.3 Глубинный сдвиг
Действующие нормативные документы [37, 38] определяют критерий устойчивости
(несущей способности) системы «сооружение-основание» и склонов:
lc F
c
R,
n
(5.15)
где F , R – расчётные значения соответственно обобщённых сдвигающих сил и сил
предельного сопротивления или моментов сил, стремящихся сдвинуть систему «сооружениеоснование» или склон;
c – коэффициент условий работы, принимается по таблице 6 в [37] (для гравитационных
сооружений c 1,0 );
n , lc – коэффициенты надёжности соответственно по сопротивлениям и по нагрузкам (при
расчёте по первой группе предельных состояний: для сооружений I класса n 1,25 , для
основного сочетания нагрузок в период нормальной эксплуатации lc 1,00 ).
Несущая способность грунтового основания зависит от вида грунта, его плотности и
характера нагружения. Грунты морского дна полностью водонасыщены, а передача нагрузки от
сооружения на грунт происходит быстро.
При быстром нагружении водонасыщенных глин, которым свойственна низкая
водопроницаемость, почти вся нагрузка сначала воспринимается поровой водой. По мере
отжатия поровой воды всё большая часть нагрузки передаётся на скелет грунта. Общее
напряжение в грунте (рассматриваемом как одно целое, без разделения на твёрдую и жидкую
фазы) складывается из порового давления (в воде) и эффективного (в скелете). По завершении
консолидации грунта эффективное давление уравнивается с общим, равным, в свою очередь,
внешнему давлению сооружения. После завершения консолидации предел длительной
прочности глины может оказаться существенно ниже предела, соответствующего быстрому
приложению нагрузки. В качестве расчёта следует принимать меньшее значение.
Крупнозернистые пески в противоположность глинам имеют высокую фильтрационную
способность, и передача нагрузки на скелет грунта происходит вскоре после посадки
сооружения на дно. Уплотнение песка по нагрузкой способствует повышению прочности
грунта.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Исходя из написанного выше, можно выделить два основных принципиально различных
случая:
1. Основание сложено дисперсными грунтами в стабилизированном состоянии.
2. Основание сложено медленно уплотняющимися водонасыщенными глинистыми
грунтами, которые при нагружении могут переходить в нестабилизированное состояние
за счёт возникновения избыточного порового давления.
В первом случае в качестве основного закона прочности грунта принимается закон
Кулона, устанавливающий зависимость между предельными касательными п и нормальными
п напряжениями по площадке сдвига с нормалью n :
п п tan c ,
(5.16)
где – угол внутреннего трения грунта;
c – сцепление грунта.
Среднее по подошве предельное вертикальное давление при центральном нагружении
фундамента в момент исчерпания несущей способности основания, если оно сложено
однородными грунтами, определяется по формуле Терцаги [50]:
pи bN qN q q cN c c ,
(5.17)
где – удельный вес грунта;
b – ширина фундамента;
q – боковая пригрузка:
q d ;
(5.18)
d – высота юбки (заглубление фундамента);
N , N q , N c – коэффициенты несущей способности, зависящие от угла внутреннего трения ;
, q , c – коэффициенты формы фундамента, зависящие от соотношения размеров подошвы
фундамента l и b .
В целом, формула Терцаги не имеет строго математического обоснования и, по сути,
является аппроксимацией как опытных оценок предельной нагрузки, так и результатов
теоретических решений для некоторой области исходных данных. Поиск аналитического
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
решения состоит в нахождении зависимостей коэффициентов N , q N q , c N c .
Приближённые данные коэффициентов N , N q , N c приведены в СП [91] в таблице Е.1. Также
их можно рассчитать по формулам:
N
cos2 1 M 0 e 2 tan cos A sin 2 cos 2
1
M 0 ,
2
41 M 2 tan
cos
sin 1 M 1 A 1 sin 2 sin
Nq
(5.19)
1 M 0 Acos M 0 sin e tan
M cos ,
1 M 2 tan 1 M 1 A1 sin 2 sin 2 1
(5.20)
N c N q 1cot ,
(5.21)
где – угол наклона равнодействующей предельного давления к вертикали;
1 cos M 0 sin e tan
;
A
M 1 cos M 0 sin e tan M 0
(5.22)
1 sin
;
cos
(5.23)
M2
1 sin 2
;
cos2
(5.24)
M3
1 sin 2
;
cos2
(5.25)
M0
1
2
arcsin
sin
.
sin
(5.26)
Коэффициенты формы фундамента определяются соотношениями:
0,25
1
1,5
,
q 1
1 0,3
c
(5.27)
где l b – отношение длины фундамента к ширине.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
При этом в расчётах подошва опорного основания представляется упрощённо, в виде
прямоугольника. Также площадь можно представить в виде круга, но для этого требуются
другие коэффициенты формы. При этом, говоря о площади фундамента, имеют в виду его
эффективную площадь опирания (рисунок 5.4ж, з). Принцип определения данной площади
показан на рисунке 5.5.
Рисунок 5.5 – Схемы к определению эффективной площади: ф – при прямоугольной подошве;
б – при круглой подошве
Также предельную нагрузку, которую может воспринять грунтовое основание,
возможно найти по формулам предельного равновесия сыпучей среды. В целом, можно
ожидать, что это будет более точное решение, однако приведённые в [37] расчётные схемы
рассматривают только центральную загрузку фундамента. Вычисления по формуле Терцаги
(5.17) представляют собой менее трудоёмкую задачу, т.к. значения коэффициентов N , N q ,
N c даны для широкого диапазона углов внутреннего трения и приложения нагрузки. В этом
случае вычисления по формулам предельного равновесия, приведённым в СП, становятся
оправданными только при неудовлетворительной точности табличных коэффициентов
уравнения Терцаги.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Второй расчётный случай рассматривает основание в нестабилизированном состоянии.
В этом случае при расчёте несущей способности в [37] постулируется в качестве основного
принцип эффективных напряжений Терцаги:
п п u tan c ,
(5.28)
где u – поровое давление, возникающее в точке при нагружении грунта, которое
рекомендуется определять методами фильтрационной консолидации;
и c – угол внутреннего трения и удельное сцепление водонасыщенного грунта.
Среднее по подошве предельное вертикальное давление в момент исчерпания несущей
способности основания определяется как для идеально-связной среды по формуле Прандтля:
pи q 1 cos cu ,
где
cu
–
(5.29)
удельное сцепление, определяемое по результатам неконсолидированно-
недренированного трёхосного испытания;
– угол, равный:
fh
bcu
arcsin
(5.30)
Т.е. при нагружении до предельного состояния водонасыщенный грунт не обладает внутренним
трением, и его прочность характеризуется одним параметром – удельным сцеплением. Это
является следствием допущения о том, что в момент нагружения внешнее давление полностью
передаётся на воду, т.е. п u , а само нагружение происходит теоретически мгновенно, и
перераспределения между скелетом и поровой водой не успевает произойти.
Данный подход является, по существу, простейшим частным решением теории
предельного равновесия консолидирующихся грунтов.
Переход к предельному давлению прямоугольно фундамента на водонасыщенное
осуществляется согласно СП с коэффициентом формы:
c 1
0,11
(5.31)
В целом, к моменту начала эксплуатации сооружения водонасыщенный грунт под ним
усевает консолидироваться. При расчётах устойчивости сооружения на эксплуатационных
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
нагрузках вычисления имеет смысл производить только по первому случаю. При обеспечении
устойчивости в строительный период, расчёты должны быть также произведены по второму
случаю.
5.3.4 Плоский сдвиг
Действующие нормы СП 23.13330.2011 при расчёте устойчивости сооружения по схеме
плоского сдвига (без поворота) предлагают воспользоваться при горизонтальной плоскости
сдвига значения R R pl и F в условии (5.15) формулами:
R pl P tan I c E p ,tw Acsu , I R g ,
(5.32)
F Thw E a ,hw Ttw ,
(5.33)
где R pl – расчётное значение предельного сопротивления при плоском сдвиге;
P – сумма вертикальных составляющих расчётных нагрузок (включая противодавление);
tan I , cI , su , I – характеристики прочности грунта по расчётной поверхности сдвига, причём
cI , su , I учитываются только на той части площади основания, на которой отсутствуют
растягивающие напряжения;
c – коэффициент условий работы, учитывающий зависимость реактивного давления грунта с
низовой стороны сооружения от горизонтального смещения сооружения при потере им
устойчивости,
принимаемый
по
результатам
экспериментальных
или
теоретических
исследований; при их отсутствии значение c рекомендуется принимать равным 0,7 (при
специальном обосновании допускается принимать 0,7 c 1,0 );
E p ,tw , Ea ,hw – соответственно расчётные значения горизонтальных составляющих пассивного
давления грунта с низовой стороны сооружения и активного с верховой стороны;
A – площадь проекции на поверхность сдвига подошвы сооружения, в пределах которой
учитывается сцепление;
R g – горизонтальная составляющая силы сопротивления свай, анкеров и т.д.;
F – расчётное значение сдвигающей силы;
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Thw , Ttw – суммы горизонтальных составляющих значений активных сил, действующих
соответственно со стороны верховой и низовой граней сооружения, за исключением активного
давления грунта.
5.3.5 Смешанный сдвиг
При расчёте устойчивости сооружения по схеме смешанного сдвига нормы [91]
предлагают сопротивление основания принимать равным сумме сопротивлений на участках
плоского сдвига и сдвига с выпором (рисунок 5.6).
Рисунок 5.6 – Схема к расчёту несущей способности основания и устойчивости сооружения
при смешанном сдвиге
На рисунке:
аб – участок плоского сдвига;
бе – участок сдвига с выпором;
бвгдб – зона выпора.
В этом случае силу предельного сопротивления Rcom при поступательной форме сдвига
рекомендуется определять по формуле:
Rcom m tan I c I b2 l limb1l ,
(5.34)
где lim – предельное касательное напряжение на участке сдвига с выпором;
b1 , b2 – расчётные значения ширины участков подошвы сооружения, на которых происходит
сдвиг с выпором и плоский сдвиг.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Значение b1 определяется в зависимости от max (с низовой стороны) по формуле:
b1
b max
,
flr cr
(5.35)
где cr N 0 b I для грунтов с коэффициентом сдвига tan I 0,45 и cr 0 при tan I 0,45 ;
flr – среднее нормальное напряжение в подошве сооружения, при котором происходит
разрушение основания по одной вертикали нагрузки;
N 0 – то же, что в (5.1) и (5.2).
При прямоугольной форме подошвы сооружения длиной l и шириной b [91]
определяет силу предельного сопротивления основания при смешанном сдвиге:
Ru A I bN n c I N c nc qN q nq ,
(5.36)
где A lb – площадь основания;
n , n q , nc – коэффициенты, определяемые по формулам:
b
n 1 0,25
l
b
nq 1 tan I
l
N
b
q
n 1 tan
c
I
Nq 1 l
(5.37)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
5.3.6 Расчёт свайного закрепления
Иногда в суровых арктических условиях ледовые нагрузки на сооружение настолько
велики, что собственного веса гравитационной платформы не хватает для её удержания на
месте эксплуатации. Тогда для более эффективного закрепления дополнительно используют
сваи. Такой тип сооружений называют «свайно-гравитационным».
Расчёт
свайных
фундаментов
сооружений
континентального
шельфа
должен
производиться на нагрузки эксплуатационного и строительного периодов, при этом для
каждого из рассматриваемых случаев должен приниматься соответствующий уровень нагрузок.
Они определяются из рассмотрения совместной работы опорного блока платформы и его
свайного фундамента. Выбор расчётной схемы системы «сооружение-свайный фундамент»
представляет сложную задачу и в значительной мере определяет надёжность и экономичность
получаемого решения.
Расчёт свайных оснований производится по предельным состояниям двух групп:
1. по первой группе:
a) по прочности конструкций свай;
b) по несущей способности грунта основания
c) по потере общей устойчивости оснований свайных фундаментов, если на них
передаются значительные горизонтальные нагрузки;
2. по второй группе:
a) по осадкам от вертикальных нагрузок;
b) по перемещениям свай (вертикальным, горизонтальным и углам поворота)
совместно с грунтом основания от действия вертикальных, горизонтальных нагрузок
и моментов;
c) по образованию или раскрытию трещин в элементах железобетонных конструкций
свайных оснований.
Расчёт свай по первой группе предельных состояний производится в соответствии с СП
24.13330.2011 на удовлетворение критерия:
N
0 Fd
,
n k
(5.38)
где N – расчётная нагрузка, передаваемая на сваю;
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Fd – несущая способность (предельное сопротивление) грунта основания одиночной сваи,
называемая в дальнейшем несущей способностью сваи;
0 – коэффициент условий работы, учитывающий повышение однородности грунтовых
условий при применении свайных фундаментов, принимаемый 0 1,15 ;
n – коэффициент надёжности по назначению (ответственности) сооружения, принимаемый
n 1,2 для сооружений I группы ответственности;
k – коэффициент надёжности по грунту; его можно принять по данным [59] (таблица 5.2).
Таблица 5.2 – Коэффициент надёжности по грунту по данным [28]
Коэффициент k
Стальные трубчатые сваи и
Железобетонные сваи
Тип свайного
оболочки
фундамента
Сочетания нагрузок
Сочетания нагрузок
основное
особое
основное
особое
Одиночные сваи
1,4
1,3
Группы свай
1,3
1,2
Свайное поле
1,4
1,3
Свайный фундамент и сваи, рассчитываемые по предельным состояниям второй группы,
должны удовлетворять условию:
S S пр ,
(5.39)
где S – расчётная величина деформаций (перемещения, осадки свайного фундамента, свай,
опорных блоков);
S пр – предельно допустимая величина деформаций.
Перемещения свай и осадки свайных групп (кустов) можно определить по СП
22.13330.2011 от нормативных нагрузок без коэффициента динамичности. В связи с тем, что
осадки и перемещения свайных фундаментов влияют на напряжения в основных элементах
сооружения, расчёт по деформациям выполняют на расчётные нагрузки при расчётных
сопротивлениях материала.
Перемещение опорных блоков морских стационарных платформ (МСП) на уровне
поверхности морского дна определяется по условию ограничения расчётного давления,
оказываемого на грунт боковой поверхностью свай. Осадка свайного фундамента (свай) МСП
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
устанавливается с учётом обеспечения требований безопасности и необходимости создания
требуемых для эксплуатационной надёжности оборудования и технологических комплексов.
В зависимости от характера восприятия нагрузок различают сваи-стойки и висячие сваи.
К сваям-стойкам относятся такие сваи, которые передают нагрузку нижним концом на
практически несжимаемые грунты. Силы трения грунта по боковой поверхности свай в
расчётах их несущей способности по грунту основания на сжимающую нагрузку не
учитываются.
К висячим сваям относятся сваи, погруженные в сжимаемые грунты. Такие сваи
передают нагрузку на грунт основания боковой поверхностью и нижним торцом. Сваи,
применяемые в основаниях гидротехнических сооружений шельфа, главным образом относятся
ко второму типу.
Проектирование свайного основания ведут путём последовательных приближений.
Диаметр, толщина стенки, глубина погружения свай, их общее число в составе сооружения,
порядок забивки и необходимое сваебойное оборудование – всё это взаимосвязано и зависит от
конструкции опорного блока платформы и воспринимаемых им нагрузок от внешней среды и
верхнего строения.
К сожалению, в литературе отсутствует информация по проектированию шельфовых
сооружений гравитационно-свайного типа. Неясным остаётся вопрос распределения нагрузок в
подошве гравитационно-свайного типа, что делает невозможным точный расчёт свай на
прочность. Также не находят освещения вопросы совместной работы системы «сооружениеоснование» для таких типов платформ. Поэтому вопросы, рассмотренные далее, касаются
прежде всего чисто свайных платформ.
Рассмотрим вопрос величины нагрузок, приходящихся на каждую конкретную сваю. В
первом приближении продольные нагрузки на отдельные сваи можно определить, если
рассматривать опорный блок как абсолютно жёсткое тело. Для этого необходимо задаться
общим числом свай и их расположением в плане на уровне поверхности дна (это полностью
обусловлено конструкцией опорного блока). Пренебрегая наклоном свай относительно
вертикали (обычно он невелик), приблизительные значения продольного усилия в i -ой свае
можно получить по формуле [39]:
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Ni
V M y M x
n
y
x
x
j 1
где
V
M
,
x
y
i
n
i
n
j
j 1
,
(5.40)
j
– вертикальные нагрузки, приходящиеся на все n свай;
M
y
– суммы моментов сил, действующих на сооружение (включая веса)
относительно главных центральных осей x и y площадки на поверхности грунта,
заключающей свайное основание;
xi , yi – расстояния от оси i -ой сваи до осей x и y .
Несущую способность висячей сваи на сжатие можно определить по формуле:
L
Fсж D fdz 0,25D 2 q wсв L ,
(5.41)
0
где D и d – внешний и внутренний диаметры трубчатой сваи;
– толщина стенки;
f и q – сопротивление грунта, отнесённое к единице площади, соответственно по боковой
поверхности и под торцом сваи;
L – глубина забивки сваи;
wсв – линейный (отнесённый к 1 м) вес сваи с грунтовым сердечником.
Отрицательный член в уравнении (5.41) учитывает уменьшение несущей способности за
счёт веса сваи и может достигать для шельфовых сооружений больших значений. Эта формула
справедлива лишь в том случае, когда грунтовый сердечник не продавливается внутрь и создаёт
эффект заглушки торца сваи. Это означает, что силы трения сердечника о ствол и его
собственный вес превышают силы нормального давления по торцу:
L
d fdz 0,25d 2 гр L 0,25d 2 q ,
(5.42)
0
где гр – удельный вес грунта с учётом взвешивающего действия воды.
Несущая способность неравенства говорит о том, что несущая способность определяется
только трением по боковой поверхности сваи, т.е. второй член уравнения (5.41) должен быть
исключён.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Несущая способность сваи на растяжение создаётся за счёт трения грунта по боковой
поверхности сваи и собственного веса (грунтовый сердечник обычно не принимается во
внимание):
L
F р D fdz 0,25 D 2 d 2 ст L ,
(5.43)
0
где ст – удельный вес стали.
Сопротивления f и q достигают наибольших значений не одновременно, особенно при
большой длине сваи. При нагрузках, близких к значению несущей способности, свая получает
большие перемещения, и срыв сваи по грунту наступает, когда уже все ресурсы сопротивления
исчерпаны.
Правильность расчёта в значительной мере зависит от точности назначения параметров
f
и q . Для этого используются данные геотехнических исследований на площадке
строительства и рекомендации, выбранные на основе предшествующего опыта. На начальных
стадиях проектирования когда такие данные отсутствуют, они могут быть выбраны по
рекомендациям нормативных документ. При этом стоит учитывать, что рекомендации
российских СП разработаны на основе практического опыта возведения фундаментов из
железобетонных свай, наиболее распространённых в СССР (в 70-х гг. их доля в общем
количестве изготовленных в стране свай превышала 90 %). Рекомендации [89] Американского
нефтяного института API опираются на значительный опыт создания свайных фундаментов с
большим заложением только для стальных трубчатых свай. Согласно этим рекомендациям для
глинистых грунтов:
f гc
,
q N c c
(5.44)
где c – сцепление;
г и N c – безразмерные коэффициенты.
Значение г в зависимости от c принимают: при 0 c 25 кПа г 1 , при 25 c 75 кПа
г 1,25 0,01c , при c 75 кПа г 0,5 . Значение N c 9,0 для всех глин.
В случае песчаных грунтов предлагаются зависимости:
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
f K гр z tan
,
q N q гр L
(5.45)
где K , и N q – безразмерные коэффициенты;
гр – удельный вес грунта с учётом взвешивающего действия воды;
– угол трения грунта о стальную поверхность.
Рекомендуется принимать: K 0,7 1,0 ; 0,7 для растянутых свай и 1,0 для сжатых;
N q 8,0 40,0 в зависимости от угла внутреннего трения . Угол 5 , причём
20 35 . Значения гр на практике оказываются в пределах 6,5-11 кН/м3. Устанавливаются
и предельно высокие значения параметров: f max 100 кПа; q max 10 МПа.
Толщина стенки сваи практически не влияет на несущую способность, её находят из
условия прочности сваи при суммарном воздействии продольной, поперечной сил и
изгибающего момента, передаваемых от опорного блока; прочности и устойчивости при
проведении всех операций, связанных с устройством свайного основания.
Также при работе системы близко расположенных свай может наблюдаться так
называемый групповой эффект. Он проявляется в изменении в меньшую или большую сторону
несущей способности группы свай от суммы несущих способностей такого же количества
одиночных свай. Это явление необходимо учитывать при проектировании свайного основания.
Значимость группового эффекта зависит от ряда факторов, в том числе от общего числа
свай в группе, отношения расстояния между осями соседних свай к их диаметру s , плотности
грунтов. При s 6 , как показывают экспериментальные исследования, групповой эффект не
проявляется. При меньших значениях s групповой эффект вызывает некоторое повышение
несущей способности свай за счёт уплотнения грунта при забивке, но, начиная с критического
значения s s кр , более тесное расположение свай приводит к уменьшению их несущей
способности, что экономически невыгодно. Минимальное, т.е. критическое значение
относительного расстояния между осями свай, можно определить по формуле:
s кр 0,5г 1
(5.46)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Для глинистых грунтов г определяется аналогично (5.44), для песков рекомендуется
г
tan 5
. Согласно [39], расстояние между осями свай в плоскости их нижних концов
tan
должно быть не менее 3D , расстояние в свету между стволами свай – не менее 1 м.
В целом, групповой эффект нежелателен, следует по возможности избегать слишком
частого размещения свай при закреплении опорного блока.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
6 Техническое предложение по арктической морской ледостойкой
стационарной платформе
6.1 Архитектурно-конструктивный тип и общее расположение
Основным фактором, оказывающим влияние на взаимное расположение сооружений на
опорном основании острова, является безопасность [59]. Исходя из критерия безопасности, все
сооружения ВСП можно разделить на несколько групп в зависимости от степени риска для
обслуживающего персонала. К наиболее опасным сооружениям можно отнести буровое
оборудование. Далее, идя по степени снижения риска для персонала, можно отнести
технологическое оборудование, затем пойдут вспомогательное и энергетическое оборудование,
а к наименее опасной группе можно отнести помещения жилого модуля. В связи с этим
помещения жилого модуля должны быть расположены как можно дальше от более опасных
сооружений, таких как бурового и технологического оборудования. Уровень безопасности
можно повысить, если помещения жилого модуля вынести на отдельно стоящую платформу,
которая будет соединяться с основной/производственной платформой – мостом.
При определении конструктивных параметров сооружения [59] принимались во
внимание следующие аспекты проекта:
1. защита конструкций опорного основания;
2. концепция хранения и транспорта нефти;
3. схема расположения оборудования и расстояния от источников опасности;
4. возможность установки дополнительного оборудования на последующих стадиях
освоения;
5. необходимость ликвидации платформы после завершения разработки месторождения;
6. ограничения с точки зрения защиты окружающей среды;
7. наличие или отсутствие местных строительных мощностей и материалов;
8. продолжительность навигационного периода, когда возможно проведение морских
строительных работ, а также обслуживание платформы.
Принцип зонирования по степени опасности и максимального удаления менее опасных
зон от наиболее опасных, лучше всего выполняется при много островной, в частности двух
островной, схеме компоновки платформы.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
В предлагаемой компоновочной схеме платформы (рисунок 6.1) буровой комплекс
размещён на открытой палубе первого яруса технологического (рисунок 6.2) острова. Это
позволит значительно снизить ледовые воздействия на кессон-кондуктор. Здесь возможно
использовать, как одиночные, так и сдвоенные буровые установки, что позволит сократить как
время бурения, так и сократить расходы на вспомогательное оборудования буровых установок,
так как для сдвоенных станков оно одинаковое. Размещение бурового комплекса в центре
«технологического» острова обусловлено возможностью создания шахты-кессона в теле опоры
острова для установки донной устьевой арматуры на число скважин до 40. В случае применения
на каждом кантилевере двухстанковой буровой установки время бурения общего числа
скважин до 40 штук может быть сокращено вдвое.
Рисунок 6.1 –Морская ледостойкая платформа для мелководья
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 6.2 – Компоновочная схема платформы
Жилой комплекс (рисунок 6.2) со всеми обеспечивающими системами и вертолетной
площадкой на крыше предлагается разместить на «жилом» острове Длина переходного моста
35 м, что обеспечивает возможность обслуживающему персоналу добраться до помещенияубежища жилого комплекса с наиболее удаленной точки «технологического» острова в
пределах 10 минут.
Общее опорное основание формируется целиком на акватории завода-строителя и
буксируется к месту постановки. При выборе материала опорного основания предпочтения
были отданы дисперсно-армированному бетону.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 6.1 – Сводная таблица характеристик платформы
Характеристика
Значение
Опорное основание
Длина, м
Ширина, м
Технологический остров
Длина габаритная, м
Ширина габаритная, м
Жилой остров
Длина габаритная, м
Ширина габаритная, м
Глубина постановки, м
Количество буровых, шт.
Количество скважин, шт.
Персонал, чел.
Вертолётная площадка, шт.
Автономность по запасам, мес.
228
100
94
86
46
46
8
2
40
140
1
9
Верхние строения доставляются крупногабаритными блок-модулями на баржах
площадках и монтируются на острова опорного основания.
Надежность снабжения платформы и отгрузки в общем случае должна быть
повышена посредством следующих мероприятий:
организации управления ледовой обстановкой для предотвращения образования
нагромождения льда;
дублирование
необходимого
оборудования
путем
его
размещения
на
противоположных сторонах платформы;
применение грузовых кранов с большим выносом стрелы для возможности
работы за пределами нагромождения льда.
уделение особого внимания вопросам усталостной прочности конструкций при
низких температурах.
Оборудование верхних строений, палубы и рабочие поверхности проектировались на
воздействие ледовых нагрузок. В связи с отсутствием данных, требуемых для количественной
оценки ледовых нагрузок, их оценили, используя обоснованную вероятность возникновения. В
этом отношении рассмотрены все реалистичные сценарии взаимодействия и потенциальные
неблагоприятные последствия.
Кроме того, при проектировании технологических систем
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
верхних строений, опорных конструкций, трубной обвязки, оборудования и арматуры
учитывались приведенные ниже факторы:
–
ледовые нагрузки на опорную конструкцию, вызывающие аномальную вибрацию,
сходную с вибрацией при землетрясениях;
–
ледовые нагрузки на опорную конструкцию средней продолжительности,
вызывающие кратковременную вибрацию;
–
возникновение резонанса, вызванного воздействием ледовых нагрузок, с
собственной частотой сооружения и частотой вращения (вибрацией) вращающихся элементов
технологического оборудования (таких как, компрессора, насосы, газотурбинные генераторы).
Уделялось
особое
внимание
вопросам
усталостной
прочности
при
низких
температурах при выборе предполагаемых марок стали для ответственных конструкций.
Лед на верхних строениях может образовываться вследствие атмосферных осадков или
морского обледенения. Накопление льда может происходить в результате выпадения на палубу
града и снега. Соответственно при проектировании учитывалось изменение веса конструкции
вследствие указанных явлений.
Нагрузки от веса снега или льда следует учитывать при проектировании оборудования,
включая термоизоляцию на горячем технологическом оборудовании и трубопроводах.
Некоторые виды термоизоляции (например, на основе пены) легко разрушаются или теряют
эффективность под действием внешней нагрузки.
При определении требуемой высоты палубы и переходного моста учитывалась
возможность наползания льда на наклонные поверхности и образование нагромождений битого
льда, воздействие на конструкцию ледяных образований, таких как айсберги, и морское
обледенение,
Эти
факторы
являются
дополнительными
по
отношению
к
гидрометеорологическим и океанографическим факторам.
Нелинейные факторы, влияющие на повышение или понижение уровня воды под
сооружением, опирающимся на широкие острова-колонны, трудно оцениваются в рамках
теоретических подходов. Для стационарных арктических сооружений фокусировка волн
вследствие наличия широких сооружений типа кессонов или опорных островов дополнительно
усложняет картину взаимодействия волн с морским сооружением. Для оценки правильности
выбора необходимого воздушного зазора под палубой платформы и переходным мостом будут
выполнены соответствующие модельные испытания.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Возвышение палубы, высота надводного борта сооружения и волноотбойников, а также
ледовых дефлекторов рассчитывались с учетом вызванного волнами повышения уровня
поверхности воды и опасности воздействия ледяных обломков. Учитывалось явление
обледенения на элементах и конструкциях сооружения, на нижней поверхности опорных палуб
верхнего строения и на опорных островах. Нелинейный характер взаимодействия волн с
сооружением может приводить к повышению уровня поверхности воды вокруг сооружения. По
этой причине лед может воздействовать на сооружение на высоте, значительно превышающей
расчетный уровень. Необходимость учитывать зону ледового пояса и проектировать с учетом
данного фактора также будет учтена по результатам модельных испытаний в ледовом бассейне.
Для технологического и бурового оборудования применены защитная обшивка и
обогрев. Технологическое оборудование может быть закрыто полностью или частично с
расположением некоторых агрегатов и технологических емкостей снаружи закрытого модуля.
Вращающееся оборудование обычно располагается в обогреваемых закрытых модулях.
Контрольно-измерительные приборы расположенные снаружи емкостей, включая
уровнемеры и передатчики, должны располагаться внутри обогреваемого модуля или быть
изолированы и оборудованы системой подогрева.
Буровое оборудование будет полностью закрыто за исключением, возможно, буровой
вышки, которая может быть укрыты только на уровне пола буровой установки, трубного
стеллажа и на уровне кронблока. Емкости хранения сухих компонентов бурового раствора и
цемента, а также трубные стеллажи могут располагаться вне модулей. Предусмотрен
обогреваемый трубный склад, оборудованный наклонной площадкой для спуска труб. Размеры
трубного склада должны обеспечивать хранение комплекта труб для самой протяженной
обсадной колонны и запаса бурильных труб.
В закрытых помещениях предусмотрена вентиляция. Особое внимание следует уделить
системе вентиляции в закрытых модулях, где возможна утечка газа или вредных химических
реагентов.
Внешние надстройки и палубы будут изолированы во избежание образования
конденсата или обледенения. Это, в частности, важно для пространства палуб, где скользкая
поверхность может создавать опасность для персонала.
Установленное на открытых площадках оборудование, требующее периодического
технического обслуживания, должно быть оборудовано временными или постоянными
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
укрытиями от ветра. Площадки для складирования, внешние временные убежища и места
погрузки в эвакуационные транспортные средства также будут оборудованы защитой от ветра.
Следует принять меры для уменьшения накопления льда или снега в проходах и на лестницах,
например, за счет использования решеток.
Принципиальный
состав
сооружений
верхнего
строения
буровых
платформ
двухостровного типа был принят типовым для такого рода сооружений. Все оборудование по
технологическим и функциональным признакам скомпоновано на «технологическом» и
«жилом» острове в отдельных блок-модулях (зонах) верхнего строения платформы (ВСП),
состоящих из наборов элементов с габаритами стандартных морских контейнеров. В состав
ВСП входят следующие комплексы:
– буровой комплекс (размещен на «технологическом» острове):
− буровая установка кустовая блочно-модульная БУ 5000/320;
− склады буровых труб и компонентов буровых растворов;
– технологический комплекс:
− блок-модуль ТПН;
− блок-модуль КН;
− факельное устройство.
– энергетический комплекс (размещен на «технологическом» острове):
− блок-модуль ДГ;
− блок-модуль ГТУ;
− блок-модуль котельной;
− электрощитовой комплекс;
− блок-модуль помещений электрических щитов технологического комплекса;
− блок-модуль помещений электрических щитов энергетического комплекса;
– вспомогательный комплекс:
− краны;
− устройства отгрузки товарной нефти;
– жилой комплекс (размещен на «жилом» острове):
– блок-модуль жилой;
− блок-модуль радиосвязи;
− вертолетная площадка;
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Каждый комплекс представляет собой автономную единицу, обеспечивающую
максимальную функциональную завершенность.
Кроме этого на ледостойкой платформе, в основном в опорном основании,
предусмотрены следующие емкости:
топливная − V∑ = 15000 м3 для хранения запасов дизельного топлива;
шламная − V∑ = 5000 м3 для хранения выбуренного шлама от технологических
скважин;
товарной нефти − V∑ = 40000 м3 для хранения товарной нефти;
водяная − V∑ = 5000 м3 для хранения запасов технической пресной воды;
бытовых отходов − V∑ = 250 м3 для хранения шлама от хозяйственной деятельности.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
6.2 Расчёт нагрузки масс
Учитывая, что все контейнеры жилого острова одинаковые и имеют один и тот же
весовой коэффициент, получим:
Контейнер стандартный - 4,97 т;
Аппликата центра тяжести - 1,24 м.
Этаж надстройки - 306,83 т;
Аппликата центра тяжести - 1,26 м
Рисунок 6.3 – Аппликата центра тяжести контейнера жилой надстройки
Шесть этажей надстройки, радиорубка и люди - 1888,77 т;
Аппликата центра тяжести от опорной платформы - 9,69 м.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 6.4 – Аппликата центра тяжести от опорной платформы
Координаты:
x 86,75 м;
y 0;
z 36,69 м.
Главные моменты:
Mx 0;
M y 1,607 10 6 кН/м;
M z 0.
Расчёт нагрузки металлоконструкций технологического и жилого острова представлен в
таблицах 6.4 и 6.5 (технологический и жилой соответственно). Наименование и количество
блоков, насосов в технологическом острове,приведены вместе с коэффициентами в таблице 6.2.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 6.2 – Весовые коэффициенты блоков
Наименование блока
Блок входных манифольдов (БВМ);
Блок дозирования дэмульгатора (БР);
Блок интенсификации перемешивания газожидкостной смеси с
деэмульгатором (смесители СМ);
Блок входного сепаратора со сбросом воды (БВС);
Блок нагрева нефти (БНН);
Блок обезвоживания нефти (БОН);
Блок обессоливания нефти (БОБН);
Блок насосов подачи пресной воды (БНППВ);
Блок очистки пластовой воды (БОВ);
Блок буферных водяных емкостей (БЕВ);
Блок насосной откачки воды (БНОВ);
Блок узлов учета воды (БУУВ);
Блоки очистки газа высокого и низкого давления (ГС-1 и ГС-2);
Блок измерения и регулирования газа (БИР);
Блок газовых трубных расширителей (ТГР-1 и ТГР-2);
Совмещенная факельная установка высокого и низкого давления
(ФСУ);
Блок концевой сепарационной установки (БКСУ);
Блок установки улавливания легких фракций углеводородов
(БУУЛФ);
Блок насосов внутренней и внешней перекачки нефти (БНВ и
ВПН);
Блок коммерческого узла учета нефти (БУУН-К) ;
Блок НППД (блок насосов поддержания пластового давления);
Блок компрессоров;
Блок вентиляторов опасных зон ;
Блок ПБН (блок помещений буровых насосов);
Блок вентиляторов безопасных зон;
Блок производства питьевой воды;
Блок коагуляторов;
Блок приготовления кислого раствора.
Блоки офисных помещений
Блок электрощитов
Блок трансформаторов
Блок управления системой питания
Блок управления устьевым оборудованием
Блок дизель генераторов
Блок газотурбогенераторов
Блоки складирования труб
Блок цементирования
Весовой
коэффициент, т/м3
0,15
0,05
0,05
0,2
0,18
0,18
0,18
0,14
0,13
0,13
0,17
0,02
0,08
0,08
0,08
0,265
0,12
0,16
0,21
0,21
0,09
0,114
0,09
0,145
0,09
0,075
0,157
0,11
0,11
0,095
0,136
0,11
0,1
0,31
0,16
0,28
0,086
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Продолжение таблицы 6.2
Блок постов управления технологическим и буровым
оборудованием
Блок буровых насосов
Блок котельной
Коммуникации палуб
Коммуникации и цистерны опорной палубы
0,114
0,145
0,084
0,098
0,115
1
2
3
4
5
6
7
8
Цистерны
опорной палубы
Коммуникации в
палубе 1
Коммуникации в
палубе 2
Коммуникации в
палубе 3
Коммуникации в
палубе 4
Коммуникации в
палубе 5
Буровая
установка 1
Буровая
установка 2
Сумма
Весовой
коэффициент
Наименование
разделов, групп и
статей нагрузки
Объём элемента,
тыс.м3
Обозначение
Таблица 6.3 – Расчёт нагрузки масс технологического острова
Масса,
т
V
a
m
Плечи, м
x
y
Моменты, тыс.т×м
z
xm
ym
zm
33,36
0,115
3836,4
-17,9
0,00
25,7
-68,75
0
98,79
11,12
0,098
1089,8
-17,9
0,00
31,7
-19,53
0
34,6
11,12
0,098
1089,8
-17,9
0,00
36,7
-19,53
0
40,05
7,943
0,098
778,4
-17,9
0,00
41,7
-13,95
0
32,5
7,943
0,098
778,4
-17,9
0,00
46,7
-13,95
0
36,39
2,895
0,098
283,7
-17,9
0,00
46,7
-5,084
0
13,26
1700
-64,7
16,7
35,7
-11
28,42
6,07
1700
11255,9
-64,7
-16,72
35,70
-11
-395,3
-28,42
11,03
60,69
946,38
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Изм.
Лист
Таблица 6.4 – Нагрузка масс металлоконструкций технологического и жилого островов
№
Габаритные
Объём
Весовой
Масса,
Наименование разделов, групп и
размеры, м
элемента,
коэф-т
т
статей нагрузки
тыс.м3
№ докум.
L
1.1
1.2
Подпись
Дата
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
1.1
1.2
Опорная палуба
1-ый ярус
2-я палуба
2-ой ярус
3-я палуба
3-ий ярус
4-я палуба
4-ый ярус
5-я палуба
Всего:
Опорная палуба
1-ый ярус
2-я палуба
2-ой ярус
3-я палуба
3-ий ярус
4-я палуба
4-ый ярус
5-я палуба
5-ый ярус
6-я палуба
7-ой ярус
Всего:
Общая сумма
110,7
86,1
86,1
86,1
86,1
61,5
61,5
61,5
61,5
46
39,4
39,4
39,4
39,4
39,4
39,4
39,4
39,4
39,4
39,4
39,4
B
86,1
86,1
86,1
86,1
86,1
61,5
61,5
61,5
61,5
46
39,4
39,4
39,4
39,4
39,4
39,4
39,4
39,4
39,4
39,4
39,4
H
3,5
3,5
1,5
3,5
1,5
3,5
1,5
3,5
1,5
3
3
1
3
1
3
1
3
1
3
1
3
V
a
Технологический остров
33,36
0,2
25,95
0,1
11,12
0,15
25,95
0,1
11,12
0,15
13,24
0,1
5,673
0,15
13,24
0,1
5,673
0,15
Жилой остров
6348
0,2
4657,08
0,1
1552,36
0,15
4657,08
0,1
1552,36
0,15
4657,08
0,1
1552,36
0,15
4657,08
0,1
1552,36
0,15
4657,08
0,1
1552,36
0,15
4657,08
0,1
Плечи, м
Моменты, тыс.т×м
m
x
y
z
xm
ym
zm
6672
2595
1668
2595
1668
1324
851
1324
851
19547
-18
-18
-18
-18
-18
-18
-18
-18
-18
0
0
0
0
0
0
0
0
0
1,875
5,25
7,75
10,25
12,75
15,25
17,75
20,25
22,75
-120,1
-46,7
-30,02
-46,7
-30,02
-23,83
-15,32
-23,83
-15,32
-351,8
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
12,51
13,62
12,93
26,59
21,27
20,19
15,11
26,81
19,36
168,4
1270
465,7
232,9
465,7
232,9
465,7
232,9
465,7
232,9
465,7
232,9
465,7
5461
36008
86,7
86,7
86,7
86,7
86,7
86,7
86,7
86,7
86,7
86,7
86,7
86,7
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
1,5
4,5
6,5
8,5
10,5
12,5
14,5
16,5
18,5
20,5
22,5
24,5
110,1
40,38
20,19
40,38
20,19
40,38
20,19
40,38
20,19
40,38
20,19
40,38
453,3
101,4
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
0
1,904
2,096
1,514
3,959
2,445
5,821
3,376
7,684
4,308
9,547
5,239
11,41
59,3
227,7
Лист
В данной работе были проведены расчёты и составлена таблица нагрузки масс опорного
основания в первом приближении. В расчёте определен объём и вес элементов бетонного
основания, используя весовой коэффициент (таблица 6.2).
Весовой коэффициент, применяемый в расчёте, является отношением объёма элемента
из бетона к его массе и принят, исходя из опыта проектирования. Нагрузка масс опорного
основания МЛСП представлена в таблице 6.5.
2
3
4
Опорная плита МЛСП
Опорный блок
технологического
острова
Опорный блок жилого
острова
Опорное основание
блока кессонкондукторов
Итого для опорного
основания МЛСП
Весовой
коэффициент
1
Наименование разделов,
групп и статей нагрузки
Объём элемента,
тыс. м3
Обозначение
Таблица 6.5 – Нагрузка масс опорного основания МЛСП
Масса,
т
V
a
m
x
y
170,7
0,3
51219
0
38,05
0,25
9513,1
14,23
0,25
9
0,25
232
Плечи, м
Моменты, тыс.т×м
xm
ym
zm
0
z
4,3
0
0
220,3
-18
0
14,5
-171,2
0
138
3556,4
86,7
0
14,5
308,5
0
51,5
2250
-82,9
0
14,2
-186,8
0
32
-49,5
0
66538,5
441,8
Исходя из всех результатов проведённых расчетов, суммируем все моменты и массы нагрузок
МЛСП, получим:
Масса(общая) = 1,034×105 т;
xm 6,987 10 т×м;
zm 2,49 10 т×м.
5
6
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 6.5 – Положение центра тяжести платформы
xg
6,987 10 5
2,49 10 6
z
24,1 м.
7
,
8
м;
g
1,034 10 5
1,034 10 5
Момент сил тяжести платформы:
M y g xm
M y 6,987 105 9,81 6,854 106 кН×м.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
6.3 Расчёт гидростатических элементов
В начале работы над магистерской диссертацией все гидростатические элементы были
посчитаны в программе «ПРОЕКТ 1». Результат расчёта гидростатических элементов занесён
в таблицу 6.6.
Обозначения:
T
- OCAДKA, M;
D
- BOДOИЗMEЩEHИE, T;
V
- OБЪEMHOE BOДOИЗMEЩEHИE, KУБ.M;
XC
- AБCЦИCCA ЦEHTPA BEЛИЧИHЫ, M;
ZC
- AППЛИKATA ЦEHTPA BEЛИЧИHЫ, M;
S
- ПЛOЩAДЬ BATEPЛИHИИ, KB.M;
XF
- AБCЦИCCA ЦEHTPA TЯЖECTИ ПЛOЩAДИ BATEPЛИHИИ, M;
IX
- ПOПEPEЧHЫЙ MOMEHT ИHEPЦИИ ПЛOЩAДИ BATEPЛИHИИ, KB.M*KB.M;
IYF
- ПPOДOЛЬHЫЙ MOMEHT ИHEPЦИИ ПЛOЩAДИ BATEPЛИHИИ, KB.M*KB.M;
RB
- ПOПEPEЧHЫЙ METAЦEHTPИЧECKИЙ PAДИУC, M;
RL
- ПPOДOЛЬHЫЙ METAЦEHTPИЧECKИЙ PAДИУC, M;
ZMB
- AППЛИKATA ПOПEPEЧHOГO METAЦEHTPA, M;
DELTA- KOЭФФИЦИEHT OБЩEЙ ПOЛHOTЫ;
ALFA - KOЭФФИЦИEHT ПOЛHOTЫ ПЛOЩAДИ BATEPЛИHИИ;
BETA - KOЭФФИЦИEHT ПOЛHOTЫ HAИБOЛEE ПOЛHOГO ШПAHГOУTA;
OMEGA- CMOЧEHHAЯ ПOBEPXHOCTЬ, KB.M.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Лист
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
По результатам расчёта были построены гидростатические кривые (рисунок 6.6).
Таблица 6.6 – Расчёт гидростатических элементов
Рисунок 6.6 – Гидростатические элементы
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
6.4 Определение внешних нагрузок и критерии прочности
Для определения предполагаемых величин волновых нагрузок воспользуемся данными
для Печорского моря. Это связано с тем, что для Карского моря отсутствует полная информация
по ветро-волновому
режиму, достаточная для определения нагрузок. Расчёт
[26],
произведённый по методике Санкт-Петербургского университета, даёт для Карского моря
высоты экстремальных волн меньшие, чем для Печорского, что снижает вероятность
недооценки величины волновых усилий.
Аналогичными соображениями будем руководствоваться при определении ветровых
нагрузок и нагрузок от течения. Ледовый режим будем определять для условий Карского моря
как наиболее серьёзные. Расчётные величины, для которых произведён расчёт, приведены в
таблице 6.7.
Расчёт имеет смысл производить только для самой широкой стороны сооружения, т.к.
при приложении к ней усилий от внешних воздействий, на ней будут возникать самые сильные
нагрузки.
Таблица 6.7 – Расчётные внешние условия эксплуатации платформы
Средняя Высота волны 1%-ой Скорость
Толщина
высота
обеспеченности, м
ветра, м/с
ровного
волны, м
льда, м
6,2
6,2
37,8
2
Средняя
Длина волны 1%-ой Скорость
Скорость
длина
обеспеченности, м
течений,
дрейфа, м/с
волны, м
м/с
111,5
125,2
1
0,5
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
6.4.1 Волновые нагрузки
Рисунок 6.7 – Схема подхода волн к сооружению
Определим критическую глубину (формула (3.5)), на которой будет происходить
обрушение волны на поверхности сооружения:
H к 4,368 6,2
1, 714
111,5
0 , 714
3,441 м.
Критическая высота обрушения волны определяется уравнением (3.7):
hк 0,54h0 0
Hк
0 , 25
,
111,5
hк 0,54 6,2
3,441
0 , 25
7,988 м.
Согласно теории Митчела-Хавелона, обрушение будет происходить при крутизне волны
hк
к
1
(3.1), тогда:
7
к 7 7,988 55,915 м.
Определим относительное волновое давление в точке разрушения (3.4):
p rel 2,7766 hк0,3829 ,
prel 2,7766 7,988
0,3829
1,253 .
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Найдём экстремум волнового давления по формуле (3.2):
p w k s k f p rel ghк .
Для этого определим входящие в него коэффициенты (3.3):
k s 0,85 4,8
h
cot 0,028 1,15 к
к
к
hк
,
где 25 – наклон грани сооружения к горизонту.
1
1
k s 0,85 4,8 cot 25 0,028 1,15 1,243 .
7
7
Тогда экстремум волнового давления:
pw 1,243 1 1,253 1,025 9,81 7.988 125,158 кПа.
Определим высоту наката волн на сооружение (3.6):
hн k r k p k w k run k h1% ,
где k r и k p – коэффициенты шероховатости и проницаемости стенки сооружения (при
использовании железобетона k r 1 , k p 0,9 );
k w – коэффициент, зависящий от скорости ветра (при скорости W 20 м/с k w 1,6 );
k – коэффициент, учитывающий угол подхода волн к грани сооружения (принимается по
таблице 3.4 из [53], при фронтальном подходе волн 0 k 1 , при боковом 45
k 0,85 );
k run – коэффициент наката волн на гладкий непроницаемый откос, зависящий от пологости
волны (при к 7hк k run 0,47 );
h1% 6,2 . – высота волны 1 %-ой обеспеченности.
Тогда:
hн 1 0,9 1,6 0,47 1 6,2 4,2 м – при 0 ;
hн 1 0,9 1,6 0,47 0,85 6,2 3,57 м – при 45 .
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Высота наклонной части сооружения (рисунок 6.8) над спокойным горизонтом
составляет b 1 м. Высота наката волн для всех граней по результатам расчёта оказалась выше.
Это означает, что волны при накате на сооружение перехлёстывают его. В дальнейшем будем
учитывать только нагрузку, возникающую на наклонных гранях опорного основания
платформы.
Волновую нагрузку на платформу будем определять по формуле (3.12). В связи с тем,
что высота наката волн выше наклонной грани сооружения, изменим верхний предел
интегрирования второго слагаемого уравнения. При этом, в формуле (3.12) приведена
горизонтальная составляющая нагрузки. Полную величину волновой нагрузки нагрузку на
сооружение определим, не учитывая угол наклона стенки:
n
Fw pw cos2 i
Bi y i cot 2 i
i 1
y i cot 1i
H 0 b
H0 Hк
sin i
sin i
H
y
sin
H
y
sin
H
H
0
i
i
к
0
к
dy
1 i
dyi dxi ,
exp 4
2
1 i
hнi H к
H0 Hк
1,60 3 H 0 yi sin i 3
0
sin i
(6.1)
где H 0 6 м – глубина начала откоса;
Bi – ширина i -ой наклонной грани у основания ( B1 188 м, B2,3 20 м);
b 1 м – высота наклонной грани над ватерлинией;
1i , 2 i – углы наклона боковых рёбер i -ой грани к нижнему ребру ( 1 2 57 ,
1
1
1 2 82 ).
2,3
2,3
Построим графики подынтегральных функций, умноженных на p w , для фронтальной
грани при 0 , получив тем самым эпюру волнового давления (рисунок 6.8).
Интегрируя выражение (6.1), получим:
n
H0 Hк
sin
i 1
0
Fw p w cos 2 i
H 0 b
sin i
H yi sin H 0
exp 2,5 2 к
1
0 3 H 0 yi sin i 3
yi cot 1i cot 2i Bi H 0 hн
i
H к hнi
H0 Hк
sin i
yi sin i
y cot cot B dy
2i
1i
i
i
i
dyi
(6.2)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 6.8 – Эпюра волнового давления на фронтальную грань
Интеграл 1-го слагаемого выражения (6.2) не вычисляем, вычисление интеграла 2-го
слагаемого сопряжено с большими трудностями, поэтому дальнейший расчёт будем
производить численными методами.
Для вычисления интегралов воспользуемся методом Симпсона [88], который выглядит
следующим образом:
b
f x dx
a
n
n 1
h
f x0 4 f x 2i 1 2 f x 2i f x 2 n ,
3
i 1
i 1
(6.3)
где f x – подынтегральная функция;
b , a – верхний и нижний пределы интегрирования;
n – количество точек разбиения отрезка интегрирования (любое чётное число);
h – шаг интегрирования, определяется по формуле:
h
ba
.
n
(6.4)
Примем количество точек разбиения равным n 10 4 . Для дальнейших вычислений
воспользуемся программой MathCad 15. Получим:
Fw 125,128 880 1303 2 108 161 cos 2 45 3,208 10 5 кН.
Абсцисса точки приложения равнодействующей сил давления совпадает с центром
тяжести эпюры. Для его определения воспользуемся средством вычисления характеристик
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
геометрии и массы для областей в программе AutoCad. Спроецировав центр масс на грань
сооружения, получим координаты центра давления: xw 7,128 м, z w 5,269 м.
Вычислим горизонтальную Q w и вертикальную Vw составляющие нагрузки Fw по
формуле (6.2), учитывая угол наклона к горизонту стенки платформы:
n
H0 Hк
sin
i 1
0
Qw p w sin i cos 2 i
H 0 b
sin i
yi cot 1i cot 2i Bi H 0 hн
i
n
H0 Hк
sin
i 1
0
Vw p w cos i cos 2 i
yi sin i
H к hнi
H0 Hк
sin i
H 0 b
sin i
H yi sin H 0
exp 2,5 2 к
1
0 3 H 0 yi sin i 3
i
H к hнi
H0 Hк
sin i
dyi ,
H yi sin H 0
exp 2,5 2 к
1
0 3 H 0 yi sin i 3
yi cot 1i cot 2i Bi H 0 hн
yi sin i
y cot cot B dy
2i
1i
i
i
i
(6.5)
y cot cot B dy
2i
1i
i
i
i
dyi ,
(6.6)
где i – угол наклона i -ой грани сооружения к горизонту ( 1 25 , 2,3 21 ).
Получим:
Qw 125,128 880 1303sin 25 2 108 161 cos 2 45 sin 21 1,276 10 5 кН;
Vw 125,128 880 1303 cos 25 2 108 161 cos 2 45 cos 21 2,92 10 5 кН.
Определим момент волновых сил, действующих на платформу:
B
M x Qw z w Vw x w гб
2
,
(6.7)
где Bгб 100 м – габаритная ширина опорной плиты.
Тогда определим момент:
100
7
M x 1,276 10 5 5,269 2,92 10 5 7,128
1,185 10 кН×м.
2
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
6.4.2 Ветровые нагрузки
Для наиболее точного определения ветровой нагрузки на представленное сооружение
расчёт необходимо производить, учитывая полный скоростной напор. Однако, в литературе
можно найти оптимально полные данные только по средней составляющей скорости ветра.
Таким образом, расчёт будем производить по формуле (3.20) РМРС, определяющей ветровую
нагрузку на сооружение, кН:
v
2
Qв ет 10 в оз
3
2
S k
i 1i
k 2i i si , где:
i
воз 1,225 кг/м3 – массовая плотность воздуха;
v 37,8 м/с – средняя составляющая скорости ветра, определяемая на высоте 10 м от уровня
тихой воды при десятиминутном осреднении (таблица 6.7);
S i , м2 – площадь парусности i -го элемента;
k1i – коэффициент, учитывающий изменение скорости по высоте;
k 2i – коэффициент сопротивления формы i -го элемента, определяемый по таблице 2.4.2.3
части IV «Остойчивость» [35];
i – коэффициент проницаемости i -го элемента, равный 1 для сплошных преград и
определяемый для решётчатых конструкций отношением суммарной площади проекции
элементов конструкции, расположенных в плоскости участка, на который определяется
волновая нагрузка к его контурной площади;
si – коэффициент экранирования i -го элемента (вводится, если две или более параллельные
конструкции, образующие рамы, установлены друг за другом в направлении действия ветра).
Коэффициент k1i определяется по формуле (3.21) для открытых участков моря, зависит от
высоты, на которой расположен вычисляемый элемент конструкции:
1
z 7
k1i 1 ln , где:
10
z – высота над уровнем моря, м, 10 z 100 .
Расчёт ветровой нагрузки будем производить отдельно для каждого элемента
конструкции в таблице 6.8. Коэффициент экранирования не учитываем. Схема разбиения
бокового силуэта платформы на элементы приведена на рисунке 6.9.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 6.8 – Ветровая нагрузка на элементы конструкции
№
Элемент
Площадь
Высота над
элемента
конструкции
парусности
уровнем
k1i
2
моря z i , м
Si i , м
1
Опорное основание
2
3
Основание
Технологический
блок
Факельная башня
Башня
отгрузочного
устройства
2× стрела
отгрузочного
устройства
2× тросы
отгрузочного
устройства
Леера:
4
5
6
7
8
12
13
14
15
16
S i k1i k 2i i , м2
1
1,14*
236,9
1
1,16
1,14*
0,93
7,793×103
2,58×103
217,9
95
1,32
1,3
373,9
109,3
50,5
1,23
0,7
94,1
2×146,2
74,8
1,29
1,3
490,4
2×3,2
83,3
1,3
1,0
8,32
1,2
- палуба насосов;
- главная палуба;
- верхняя палуба;
- крыши надстроек.
9
10
11
Опорное основание
207,8
0,5
Технологический остров
825,6
8,28
2391,9
31,1
k 2i
Основание
Палуба
2× буровая вышка
в кожухе
Леера
Переходный
мостик
1,05
20,1
3,32
31,3
2,06
42,5
6,27
52,8
Кессон-кондуктор
366,7
7,6
201,3
17,3
489,6
41,7
1,1
1,16
1,21
1,24
1,4
4,62
3
9,3
1
1,08
1,204
1,14*
1,1
0,7
418
239,1
412,6
20,1
19,7
1,1
1,1
1,2
1,5
8,1
183,3
Жилой остров
Основание
500
8,1
Жилой блок
1377,1
32,9
Леера на крыше
1,3
51,1
2
Si k1i k2iisi , м
1
1,17
1,23
1,14*
0,93
1,2
570
1,498×103
1,9
1,493×104
6,14
111,1
i
*
– принято по справочнику С. И. Девнина [89] для пирамидального тела.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 6.9 – Схема разбиения бокового силуэта платформы при расчёте ветровых нагрузок
Определим по формуле (3.20) ветровую нагрузку на платформу:
Qвет 10 3 1,225
37,82 1,493 10 4 1,307 10 4
2
кН.
Главный момент ветровых сил найдём по формуле, кН×м:
v
2
M x 10 в оз
3
M x 10 3 1,225
2
S k
i 1i
k 2i i si z i
(6.8)
i
37,82 3,056 10 5 2,675 10 5 кН×м.
2
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
6.4.3 Нагрузки от течений
Нагрузку на сооружение от действия течений будем определять по формуле (3.25), кН:
Qт 0,5 в с т v т2 Aт , где:
в 1,025 т/м3 – плотность воды;
ст 1,14 – коэффициент сопротивления (принят по справочнику С. И. Девнина [9] для
пирамидального тела);
v т , м/с – средняя скорость потока;
Aт 1769 м2 – площадь проекции наружного контура подводной части платформы на
плоскость, нормальную к потоку (рисунок 6.10).
Рисунок 6.10 – Подводная часть платформы
Среднюю скорость потока определим по формуле (3.26), м/с:
1
vт
Aт
H z 17
H 0 z
v
0
A т1 H 0 vт2 H 0 dAт , где
т
z , м – расстояние от поверхности воды, на котором производится расчёт скорости;
v т1 , м/с – скорость приливного течения на уровне спокойной воды H 0 ;
vт 2 , м/с – скорость ветрового течения на уровне H 0 .
Т.к. платформа установлена на мелководье, полагаем, что глубина, на которой
отсутствует какое-либо течение равна осадке сооружения, т. е. H 0 8 м. Скорость приливного
течения берётся характерной для данного района эксплуатации сооружения – vт1 1 м/с
(таблица 6.7). Скорость ветрового течения у поверхности воды обычно составляет 2 – 4 %
скорости ветра, тогда vт 2 0,04 37,8 1,5 м/с.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Исходя из геометрии подводной части сооружения, можно записать уравнение для
средней скорости потока, м/с, переместив начало координат на дно:
1
b B
1 z 7
z
vт
v т1
vт 2
Aт 0 0 H 0
H0
H0
dxdz
b
B z b cot
z b cot
1
z 7
z
v
т1 H v т 2 H
0
0
dxdz
, (6.9)
где b 2 м – вертикальная грань подводной части сооружения;
33 – наклон образующих проекции подводной части сооружения;
B 228 – габаритная ширина подводной части сооружения.
Вычислим интеграл (6.5), воспользовавшись программой MathCad 15:
1
b 7
2
3
2
cot v т 2 120 H 02 b 80 H 03 40b 3 cot
BH 105v т1 60v т 2 v т1 210 H 0 b 112 H 0 98H 0 b
H 0
vт
120 Aт H 0
Подставим в найденное выражение значения переменных и найдём среднюю скорость потока:
2
0
vт 1,61 м/с.
Вычислим нагрузку от течений на платформу, используя вышеприведённую формулу:
2
Qт 0,5 1,025 1,14 1,61 1769 2,679 103 кН.
Аппликату приложения равнодействующей найдём, предполагая, связь между ней и
центром тяжести эпюры давления. Т.к. гидравлическое давление пропорционально квадрату
скорости потока, построим эпюру скоростей и их квадрата по глубине (рисунок 6.11). Центр
тяжести эпюры найдём с помощью средства вычисления характеристик геометрии и массы для
областей в программе AutoCad .
Получим аппликату приложения нагрузки от течения: z т 5,364 м.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 6.11 – Эпюры скоростей потока
Таким образом, момент сил течения, кН×м:
M x Qт z т
(6.10)
M x 2,679 10 3 5,364 1,437 10 4 кН×м.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
6.4.4 Ледовые нагрузки
Взаимодействие со льдом платформы предложенного типа (рисунок 6.12) будет
несколько отличаться от изложенного в главе 4. Отличие прежде всего будет заключаться в
отсутствии т. н. «эффекта бульдозера» или, другими словами, в отсутствии большого объёма
нагромождений ледовых обломков перед платформой.
Рисунок 6.12 – Опорное основание платформы
Взаимодействие льда с данным сооружением, скорее всего, будет выглядеть следующим
образом. Поле ровного льда, надвигаясь на сооружение, взаимодействует по длине своей
кромки с платформой: происходит смятие кромки, поле незначительно наползает на грань
опорного основания. Во льду возникают изгибные напряжения, которые при достижении
критических значений для данного ледяного покрова вызывают его слом. Т.к. платформа имеет
протяжённые плоские грани, можно считать, что изгиб ледяного покрова ближе к центру граней
приближен к цилиндрическому. Ближе к краям фронтальной грани и, в особенности, у граней,
расположенных под углом к направлению дрейфа льда, отличным от 90°, форма изгиба
принимает вид, обычный для изгиба пластин на упругом основании, т.е. с появлением
радиальных и окружных трещин (рисунок 6.13). Окончательное разрушение ледового покрова
может наблюдаться, когда ближайшие к сооружению обломки льда, образованные возникшими
в ледяном покрове трещинами, начинают разворачиваться на наклонную грань платформы.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 6.13 – Схема образования окружных трещин в ледяном покрове при взаимодействии
с платформой
Обломки льда разворачиваются на наклонную грань сооружения под действием
надвигающегося на платформу ледяного поля, они начинают скользить вверх и затем
опрокидываются на горизонтальную грань опорного основания. Следующие за ними обломки
льда проталкивают их дальше по поверхности платформы.
Таким образом, процесс взаимодействия данной платформы с ровным ледовым полем
протекает при постоянном наличии определённой массы льда на горизонтальной поверхности
опорной плиты. Этот объём ледовых обломков будет проталкиваться по поверхности
сооружения и сваливаться в канал за платформой. Однако, «острова», находящиеся на
поверхности опорного основания будут мешать этому процессу, задерживая часть обломков и
формируя нагромождения на поверхности как плиты, так и надвигающегося поля льда.
Все эти процессы являются очень многофакторными и трудно поддаются чисто
теоретическому моделированию. Данные по размерам ледовых нагромождений, а также по
коэффициентам их сноса в данном случае могут быть получены только по результатам
модельных испытаний в ледовом бассейне. Однако, нижнюю границу величины ледовых
нагрузок всё же можно определить, моделируя только усилие, необходимое для ломки изгибом
ледяного поля.
Возвышение наклонной грани опорного основания над ватерлинией составляет 1 м и,
таким образом, при угле наклона грани к горизонту 33° её длина от ватерлинии до
горизонтальной площадки составляет 1,85 м. Размеры обломков льда, как показано в главе 4,
обычно составляют три толщины льда, т.е. для условий Карского моря, где встречаются
толщины ровного льда до 2 м, длина обломков будет равна примерно 6 м. Отсюда следует, что,
если не учитывать наличие нагромождение и, как следствие, островов платформы, скользящий
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
по поверхности наклонной грани платформы ледовый обломок будет опрокидываться на
горизонтальную плоскость опорного основания прежде, чем проталкивающее его ледовое поле
начнёт взаимодействовать с сооружением. Таким образом, нагрузка на платформу в данном
случае будет генерироваться только от ломки ледяного покрова (используя критерий
ограниченных напряжений).
Так как платформа в самой широкой соей части имеет протяжённые плоские грани,
будем рассматривать изгиб ледяного покрова как цилиндрический у всех граней сооружения.
Задача сводится к расчёту изгиба полубесконечной балки-полоски, нагруженной на конце
сосредоточенной силой P . Аналитическое решение такой задачи с учётом взаимодействия
берегов трещин было представлено в [11].
Уравнения изгиба балки имеет вид:
Dцж
d 4w
kw 0 ,
dx 4
(6.11)
где k в g – коэффициент упругого основания;
Dцж – цилиндрическая жёсткость, вычисляется по формуле (4.60).
Граничные условия:
d 2w
d 3w
d nw x
D
V
0
0
;
;
цж
л
dx 2 x 0
dx 3 x 0
dx n
n 1,2
(6.12)
Решение этого уравнения при таких граничных условиях имеет вид:
w
2V л и x
e cos x ,
k
(6.13)
где и – аргумент изгиба, определяется по формуле (4.62).
Максимальный изгибающий момент возникает в сечении:
x1
4 и
(6.14)
При достижении в этом сечении критических напряжений появляется трещина.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Взаимодействие берегов трещин [11] предлагается свести к появлению дополнительного
изгибающего момента, который будет зависеть от угла раскрытия трещины:
Аналитическое
решение
данной
dw
dx
зависимости
(6.15)
представляет
большие
трудности
математического характера. Поэтому здесь принимается модель упругого шарнира с
постоянным коэффициентом податливости a , т.е.:
aM
(6.16)
Тогда можно записать:
a
A
,
DL
(6.17)
где A – безразмерный коэффициент, характеризующий взаимодействие берегов трещин.
Предельные случаи при A 0 и A соответствуют пластине без трещины и свободному
повороту берегов трещины. Величину этого коэффициента можно принять равной A 1,5 по
данным [18].
Вся пластина вдоль оси x разделяется на два участка:
, для
x и 0 x
4 и
4 и
каждого из которых справедливо исходное уравнение и граничные условия. Кроме того,
добавляются условия сопряжения в шарнире:
d 3w d 3w
3 3
dx 1 dx 2
(6.18)
2 иV л
1 2 e и x cos и x e и x sin и x eи x sin и x
w1
k
,
2 иV л
w2
1 2 e 2 e и x cos и x e и x sin и x
k
(6.19)
dw dw
w1 w2 ; aM
dx 1 dx 2
d 2w d 2w
; 2 2 ;
dx 1 dx 2
Решение задачи представлено в виде:
где
A
2e
2
e 2 3 A
(6.20)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Величина изгибающего момента определяется уравнением:
M2
Vл
и
1 2
и
e x sin и x e x cos и x e x cos и x
и
и
и
(6.21)
Максимальное значение изгибающего момента получается в сечении с координатой:
x2
1 e 2 и x1
1
arctan
2 и x1
2
1 3 e
,
(6.22)
где x1 – абсцисса первой трещины, определяется:
x1
4 и
(6.23)
Таким образом, искомую сила разрушения льда определим следующим образом:
Vл и M кр
1 2
e x
и 2
и
sin и x2 e и x2 cos и x2 eи x2 cos и x2 ,
(6.24)
где M кр – критический момент появления трещины во льду, вычисляется по формуле (4.73).
Расчёт силы разрушения ледовой балки-полоски будем производить в таблице.
Таблица 6.9 – Сила разрушения льда
Величина
Обозначение
Плотность воды
в , т/м3
Коэффициент
k , кН/м3
упругого основания
Толщина льда
hл , м
E , кПа
Модуль упругости
льда
Коэффициент
Пуассона льда
Критические
кр , кПа
напряжения во льду
Критический момент
M кр , кН/м
Абсцисса первой
трещины
Коэффициент
упругого шарнира
Абсцисса второй
трещины
Сила ломки ледовой
балки-полоски
Формула
-
Значение
1,03
k в g
10,1
-
2,0
-
3×106
-
0,34
-
600
(4.73)
400
x1 , м
(6.18)
24,16
A
-
1,5
x2 , м
(6.17)
17,27
V л , кН
(6.19)
64,48
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Глобальную нагрузку на сооружение определим из формулы (4.80), приравняв нулю
нагрузки от обломков льда и учитывая грани, расположенные под углом к направлению дрейфа
льда:
H лед
Vл
cot лс
n
D cos
i 1
i
i
,
(6.25)
где 33 – угол наклона стенки сооружения к горизонту;
лс 0,15 – коэффициент трения «лёд-сооружение» (взят по данным [14] для случая трения
льда оп стали).
n 3 – число граней сооружения, взаимодействующих со льдом;
Di , м – ширина i -ой грани платформы по ватерлинии ( D1 169,54 м, D2,3 27,96 );
i – угол в плане между нормалью грани и направлением дрейфа ледового поля ( 1 0 ,
2,3 45 ).
Для приведённых значений глобальная ледовая нагрузка на сооружение H лед 9,701 10 3 кН.
Вертикальная составляющая нагрузки определяется следующим образом, кН:
Vлед H лед cot
(6.26)
V лед 9,701 10 3 cot 33 1,494 10 4 кН.
Момент сил ледовой нагрузки определяются аналогично волновым, по формуле (6.7),
кН×м:
B
M x H лед z лед V лед x лед гб
2
Аппликата точки приложения ледовой силы равна осадке сооружения: z лед T 8 м.
Абсциссу можно найти из геометрии сооружения: x лед T cot 12,32 м.
Найдём момент:
100
5
M x 9,701 10 3 8 1,494 10 4 12,32
4,853 10 кН×м.
2
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
6.4.5 Расчётные режимы нагрузки
За расчётный режим принимается наихудшее возможное на практике сочетание нагрузок,
при котором возможны наибольшие напряжения в конструкции. При этом их необходимо
рассматривать как для режима работы сооружения, так и для режима его транспортировки.
Также следует учитывать тот факт, что в каждый момент времени существования платформы
возможно одновременное действие нескольких нагрузок среды.
Основной регулирующий в данной области нормативный документ – российский
морской регистр [35] – предполагает использование вероятностных подходов в решении
вопроса о совместном действии нагрузок в зависимости от особенностей сооружения и
окружающей среды. Тем не менее, в отсутствии вероятного подхода допускается использовать
определённые сочетания нагрузок. Глобальные экстремальные нагрузки окружающей среды на
платформу, исключая сейсмические (они не рассматриваются в данной работе), определяются
следующими сочетаниями:
H H в ет H теч
H гл max л ед
,
H в ол H в ет H теч
(6.27)
где H лед – экстремальные ледовые нагрузки;
H вол – экстремальные волновые нагрузки;
H в ет – экстремальные ветровые нагрузки;
H теч – экстремальные нагрузки от течений.
В При выполнении расчётов нагрузок на платформы было получено, что экстремальные
волновые усилия превышают ледовые, следовательно глобальную нагрузку будем считать по
второму выражению в уравнении (6.27).
H гл 1,276 10 5 1,307 10 4 2,679 10 3 1,433 10 5 кН.
В глобальную вертикальную нагрузку кроме внешних воздействий включается ещё и
вес самой платформы:
Vгл Vвол Vвет Vтеч Vвес ,
(6.28)
где Vв ол , Vвет , Vтеч – вертикальные составляющие нагрузки от волн, ветра и течения;
Vв ес – вес платформы.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Подставляя значения, получим:
Vгл 2,92 10 5 0 0 1,034 10 5 9,81 1,306 10 6 кН.
Определим главные моменты платформы по аналогичным формулам:
M xгл M xв ол M xв ет M xтеч M xв ес
гл
в ол
в ет
теч
в ес
M y M y M y M y M y ,
M гл M в ол M в ет M теч
z
z
z
z
(6.29)
где M xв ол , M xв ет , M xтеч , M xв ес , M yвол , M yв ет , M yтеч , M yвес , M zвол , M zвет , M zтеч – соответственно
моменты сил волнения, ветра, течения и веса сооружения относительно осей x , y и z .
M xгл 1,185 10 7 2,675 10 5 1,437 10 4 0 1,157 10 7 кН×м;
M yгл 0 0 0 6,854 106 6,854 106 кН×м;
M zгл 0 кН×м.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
6.4.6 Критерии прочности
Расчёты прочности в понимании требований основных нормативных документов [35]
должен осуществляться по критериям: предельной прочности, устойчивости, усталостной
прочности.
Основным
требованием
обеспечения
прочности
конструкции
морской
стационарной платформы является выполнение условия:
R ,
(6.30)
где – расчётное значение обобщённого силового воздействия, по которому производится
оценка предельного состояния;
R – расчётное значение несущей способности, устанавливаемое нормативными документами;
– коэффициент безопасности, который связан со степенью ответственности того или иного
элемента конструкции за прочности и надёжность сооружения.
Условие (6.30) должно выполняться для всех критериев прочности сооружения. Причём
выполнение данного выражения должно исключать определённые виды опасного состояния:
чрезмерные
деформации
материала,
потерю
устойчивости
формы,
распространение
усталостных трещин, хрупкие разрушения. В роли R , как правило, выступает расчётный
предел текучести материала, предельное давление на элементы, ширина раскрытия трещин в
бетоне и т. п.
Критерий предельной прочности должен исключать возможность появления опасного
состояния, связанного с развитием пластических деформаций и разрушения конструкции
платформы в целом или отдельной корпусной конструкции, элемента при разовом действии
наиболее неблагоприятных сочетаний нагрузок. Для режимов работы и транспортировки
критерий предельной прочности представляет собой недопустимость превышения критических
нормальных и касательных напряжений в конструкции:
x 1 Rd
y 1 Rd ,
0,57 R
1 d
(6.31)
pl 1 Rd ,
(6.32)
где x , y и – нормальные и касательные напряжения в конструкции в рассматриваемой
точке, каждое из которых учитывает совместное действие глобальных и локальных нагрузок;
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
pl – максимальные изгибные напряжения в пластине, определённые на опорном контуре при
действии локальных нагрузок;
1 – коэффициент безопасности;
Rd – расчётный предел текучести материала.
Выполнение критерия устойчивости должно обеспечивать устойчивое состояние
заданной формы элементов конструкции. Он выглядит [35] следующим образом:
x 2 cr ,
(6.33)
где x – расчётные напряжения в конструктивном элементе для заданного режима работы или
транспортировки;
cr – критические напряжения;
2 – коэффициент безопасности.
Также регламентируется гибкость изолированных элементов:
le
max ,
(6.34)
где l e – эффективная длина стержня;
– минимальный радиус инерции площади поперечного сечения;
max – максимальная допускаемая гибкость.
При этом Регистр допускает потерю устойчивости пластин горизонтальных настилов в
отношении основных и второстепенных конструктивных элементов, однако это предмет
особого согласования в каждом отдельном случае.
Критерий усталостной прочности должен обеспечивать предотвращение появления в
процессе эксплуатации опасных по возможным последствиям усталостных повреждений,
обусловленных нестационарным изменением во времени эксплуатационных нагрузок
различной интенсивности. Расчёт по этому критерию выполняется только для определённых
критически важных узлов, перечень которых устанавливается по согласованию с Регистром.
Допускается
вести
проектирование
конструкций
по
критерию
«безопасного
повреждения». Здесь рассматривается только стадия образования макротрещин, а не их
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
развития. Возможность инициирования трещины основывается на гипотезе линейного
суммирования повреждений:
K
n
i 1
Ni
i
,
(6.35)
где nt – число циклов напряжений при i -ом уровне нагружения;
N i – число циклов до появления трещины при i -ом уровне нагружения;
K – число рассматриваемых уровней нагружения;
– предельно допустимый уровень относительной повреждаемости.
Также при расчёте усталостной прочности должна определяться долговечность
конструкции:
Td N y
m
y
i
pi Г 1 m K i aim
,
Tei ym
(6.36)
где Tei – эффективный период i -го процесса;
a i и K i – параметры масштаба и формы i -го процесса;
N y , y , m – параметры кривой усталости:
y – предел усталости на базе N y циклов;
m – тангенс угла наклона кривой усталости в координатах lg lg N .
Предельный уровень долговечности Tser устанавливается заказчиком. Фактический
должен составлять:
Td 1,1Tser
(6.37)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
6.5 Расчёты устойчивости
Расчёты устойчивости будем вести для случая установки платформы на грунте с
характеристиками
глинистого
ила
4
mQIII
QIV (таблица
6.10),
т.к.
это
наиболее
распространённый тип донных грунтов, встречающийся на мелководье морей западной
Арктики. В таблице даны средние характеристики по шельфу.
Таблица 6.10 – Расчётные характеристики грунта
Характеристика
Значение
Влажность, %
75
Плотность, г/см3
1,56
Коэффициент пористости
2,12
Удельное сцепление, кПа
5
Угол внутреннего трения, град
3
Таким образом, будем производить расчёт устойчивости платформы на вязкотекучемтекучепластичном грунте.
Определим расчётное давление на грунт. Для этого воспользуемся формулой (5.9) для
внецентренного сжатия:
p x, y
где
V
V M
S
y
M
Iy
y
x
,
– сумма вертикальных нагрузок;
M , M y
x
Ix
x
– главные моменты относительно осей x и y соответственно;
S – площадь подошвы основания сооружения;
I x , I y – осевые моменты инерции площади подошвы основания.
Равнодействующую сил давления определяем по формуле (5.10) интегрированием:
V M x y M y x
V р px, y dS
dS
Ix
I y
S
S
S
Определим пределы интегрирования, представив площадь подошвы в виде плоской
фигуры, ограниченной прямыми с геометрией как показано на рисунке 6.14.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 6.14 – Схема подошвы опорного основания платформы
94
V M x y M y x
dy
dx
S
Ix
I y
94 50
114
94 50
Vр
114 y 4 x
V
94
y3 x
S
M
x
Ix
y
M
Iy
y
V M x y M y x
dydx
S
I
I
x
y
y1 x
y2 x
x
dydx ,
где y1 x x 94 tan 45 50 ;
y2 x x 94 tan 45 50 ;
y3 x x 94 tan 45 50 ;
y4 x x 94 tan 45 50 .
В формуле величины усилий и моментов известны из расчётов, проведённых ранее, значения
площади и моментов инерции можно рассчитать с помощью программы AutoCad, поэтому их
можно считать константами в подынтегральной функции: S 22019 м2, I x 1,75 10 7 м4,
I y 8,976 107 м4.
Интегрируя, получим:
Vр
22000 V
S
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
В п.6.4.5 была определена сумма вертикальных нагрузок:
V V
гл
Vр
1,306 106 кН.
22000 1,306 10 6
1,305 10 6 кН.
22019
Найдём точку приложения равнодействующей. Для этого определим вызываемые ей
моменты относительно главных осей по формулам (5.14):
M xр y px, y dS
S
р
M y x px, y dS
S
Запишем интегралы в определённом виде аналогично определению равнодействующей:
94
V M x y M y x
y
dydx
Ix
I y
94 50
114
S
94 50
M
р
x
114
94
94
V M x y M y x
x
dy
dx
S
Ix
I y
94 50
114
y4 x
V
x
94
y1 x
S
M
M
x
y
Ix
M
M
y
Iy
x
dydx
V M x y M y x
y
S I x I y dydx ;
y3 x
94 50
V
y
y4 x
M yр
114
y2 x
y3 x
S
M
Ix
x
y
M
Iy
y
y2 x
V
x
y1 x
S
Ix
x
y
Iy
y
x
dydx
x
dydx .
Решением этих интегралов будут выражения:
1748 10 4 M x
р
Mx
Ix
4
M р 26860,64 10 M y
y
3I y
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Абсцисса и ордината точки приложения равнодействующей определяются уравнениями
(5.11):
M yр
xр
Vр
р
y M x
р
Vр
Подставим найденные выражения для равнодействующей и моментов:
671516 S M y
x р
165 I y V
,
8740
S
M
x
y
р
11 I x V
где
V 1,306 10
M
M
6
кН – сумма вертикальных сил;
x
1,157 107 кН×м. – сумма моментов сил относительно оси x ;
y
6,854 106 кН×м. – сумма моментов сил относительно оси y ;
S 22019 м2 – площадь подошвы опорного основания платформы;
I x 1,75 10 7 м4 – момент инерции площади подошвы относительно оси x ;
I y 8,976 107 м4 – момент инерции площади подошвы относительно оси y .
Получим: x р 5,239 м; y р 8,857 м.
Расчёты основания гравитационных платформ на начальной стадии проектирования
допускается вести приближённо, приняв форму подошвы в виде прямоугольника с
эквивалентной площадью (рисунок 6.15). При этом, отношения сторон необходимо сохранить
неизменным l b const . Определим число подобия:
l
b
S
экв экв ,
S гб
l гб
bгб
(6.38)
где l экв и bэкв , м – длина и ширина эквивалентного прямоугольника;
l гб 228 м – габаритная длина подошвы опорного основания;
bгб 100 м – габаритная ширина подошвы опорного основания;
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
S гб l гб bгб 22800 м2 – площадь прямоугольника, образованного габаритными размерами
опорного основания.
Получим:
22019
0,9827 ;
22800
l экв 0,9827 228 224,06 м;
bэкв 0,9827 100 98,27 м.
Далее необходимо определить эффективную площадь опирания фундамента, как
показано на рисунке 5.5. Новая площадь (рисунок 6.15) определяется из условия, что точка
приложения всех действующих на сооружение сил является центром симметрии новой площади
сооружения, и напряжения под подошвой считаются равномерными, м2:
S эф l эф bэф ,
(6.39)
где l эф и bэф , м – длина и ширина эффективной площади опирания.
Размеры этой площади определяются соотношениями, м:
l эф l экв 2 x р
,
b
b
2
y
эф
экв
р
(6.40)
где x р 5,239 и y р 8,857 , м – абсцисса и ордината равнодействующей.
Размеры: l эф 224,06 2 5,239 213,58 м, bэф 98,27 2 8,857 80,56 м.
Площадь: S эф 213,58 80,56 17206 м2.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 6.15 – Нахождение эффективной площади опирания
Проведём расчёт устойчивости платформы при плоском сдвиге. Оценку значениям сил
сопротивления и сдвига дадим по формулам (5.32) и (5.33), кН:
R pl P tan I c E p ,tw AcI su , I R g ,
F Thw E a ,hw Ttw ,
где R pl , кН – расчётное значение предельного сопротивления при плоском сдвиге;
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
P V р 1,305 106 кН – равнодействующая вертикальных нагрузок;
tan I , cI , su , I – характеристики прочности грунта по расчётной поверхности сдвига, причём
cI , su , I учитываются только на той части площади основания, на которой отсутствуют
растягивающие напряжения, определяются по таблице 6.10:
I 3 – угол внутреннего трения грунта;
c I 5 кПа – удельное сцепление грунта;
c – коэффициент условий работы, учитывающий зависимость реактивного давления грунта с
низовой стороны сооружения от горизонтального смещения сооружения при потере им
устойчивости,
принимаемый
по
результатам
экспериментальных
или
теоретических
исследований; при их отсутствии значение c рекомендуется принимать равным 0,7 (при
специальном обосновании допускается принимать 0,7 c 1,0 );
E p ,tw 0 , E a ,hw 0 – соответственно расчётные значения горизонтальных составляющих
пассивного давления грунта с низовой стороны сооружения и активного с верховой стороны;
A S эф 17206 м2 – площадь проекции на поверхность сдвига подошвы сооружения, в
пределах которой учитывается сцепление;
R g – горизонтальная составляющая силы сопротивления свай, анкеров и т.д., принимается
равной нулю, так как в данной работе не рассматривается гравитационно-свайное основание;
F H гл 1,433 10 5 , кН – расчётное значение сдвигающей силы, полученное ранее в п. 6.4.5.
Тогда расчётное сопротивление сдвигу:
R pl 1,305 106 tan 3 17206 5 1,544 105 кН.
Проверку устойчивости выполняем по критерию (5.15):
lc F
c
R pl ,
n
где F , R pl – расчётные значения соответственно обобщённых сдвигающих сил и сил
предельного сопротивления, стремящихся сдвинуть систему «сооружение-основание» или
склон;
c – коэффициент условий работы, принимается по таблице 6 в [37] (для гравитационных
сооружений c 1,0 );
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
n , lc – коэффициенты надёжности соответственно по сопротивлениям и по нагрузкам (при
расчёте по первой группе предельных состояний: для сооружений I класса n 1,25 , для
основного сочетания нагрузок в период нормальной эксплуатации lc 1,00 ).
Проверяем:
c
1,0
R pl
1,544 10 5 1,235 10 5 кН.
n
1,25
Таким образом, устойчивость при плоском сдвиге данной платформы гравитационного типа не
выполняется, требуется применение свай. Расчётную нагрузку общей держащей способности
свай найдём из условий (5.15) и (5.32), кН:
R g lc
n
F R pl
c
Rg 1,0
1,25
1,433 10 5 1,544 10 5 2,473 10 4 кН.
1,0
Проведём проверку устойчивости платформы при смешанном сдвиге. Несущая
способность в этом случае оценивается по формуле Терцаги (5.36), кН:
Ru A I bN n c I N c nc qN q nq ,
где I 1,56 т/м3 – удельный вес грунта;
b bэф 80,56 м – ширина фундамента;
q I d – боковая пригрузка;
d 2 м – высота юбки (заглубление фундамента);
N , N q , N c – коэффициенты несущей способности, зависящие от угла внутреннего трения I ,
определяются по таблице Е.1 в СП 23.13330.2011:
N 0,109 ; N q 1,315 ; N c 5,9085 ;
A S эф 17206 м2 – эффективная площадь основания;
n , n q , nc – коэффициенты, определяемые по формулам (5.37):
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
0,25
n 1
tan I
,
nq 1
tan I N q
n
1
c
Nq 1
l эф
– отношение длины к ширине фундамента:
bэф
213,58
0,25
tan 3
2,651 ; n 1
0,906 ; nq 1
1,02 ;
80,56
2,651
2,651
nc 1
1,315 tan 3
1,083 .
1,315 1 2,651
Тогда глобальное усилие сопротивления смешанному сдвигу:
Ru 17206 1,56 80,56 0,109 0,906 5 5,9085 1,083 1,56 2 1,315 1,102 8,418 10 5 кН.
Критерий устойчивости платформы при смешанном сдвиге определяется аналогично
плоскому:
lc F
c
Ru ,
n
где F H гл 1,433 10 5 , кН – расчётное значение сдвигающей силы.
Получим:
1,0 1,433 10 5
1,0
8,418 10 5
1,25
1,433 6,734 – выполняется.
Следовательно, устойчивость данной платформы при смешанном сдвиге обеспечивается.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
7 Модельные испытания платформы
7.1 Обоснование критериев подобия
7.1.1 Моделирование битого льда и чистой воды
Критерии подобия, применяемые в данных экспериментальных исследованиях основаны
на теории подобия и размерностей, согласно которой явления можно считать подобными, если
величины, определяющие одно явление, могут быть получены умножением соответствующих
величин другого явления на постоянный множитель.
Моделирование эксплуатации судов и инженерных сооружений в битых льдах встречает
большие трудности, связанные с разнообразием возможных ледовых условий, нестабильностью
свойств и характеристик битых льдов (в том числе форм и размеров отдельных льдин, их
сплочённости). Поэтому при выборе условий проведения эксперимента необходимо
остановится на некоторой условной среде с осреднёнными характеристиками. Условия подобия
при этом должны соблюдаться только в отношении наиболее важных параметров: толщины
льдин, сплочённости, ширине канала, коэффициента трения льда о корпус).
В связи с этим, при проведении модельных испытаний битый лёд моделируется по
методу, предложенному Зуевым [12]. Суть метода состоит в представлении поля битого льда в
виде пластинок полиэтилена высокого давления определённой в плане формы (треугольной,
прямоугольной и т.п.). Использование данного материала позволяет достигнуть повторяемости
опытов. Кроме того, все опыты могут быть проведены в не ледовом бассейне.
Классическая теория моделирования требует при проведении испытаний соблюдения
геометрического, кинематического и динамического подобия моделируемых явлений [58].
Геометрическое подобие состоит в пропорциональности соответствующих линейных
размеров натуры и модели:
Lн
,
Lм
(7.1)
где Lн , Lм – линейный размер соответственно натуры и модели;
– коэффициент геометрического подобия.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Кинематическое подобие будем рассматривать через выполнение динамического.
Полное динамическое подобие процессов может быть получено при совместном рассмотрении
условий частичного подобия отдельно каждой пары сил.
Условие подобия сил весового характера и сил инерции называется условием Фруда:
Fr
vн
gLн
vм
gL м
,
(7.2)
где vн , v м , м/с – соответственно натурная и модельная скорость;
Fr – число Фруда.
Физический смысл этого соотношения состоит в неизменности отношения сил инерции
к силам тяжести в сходственных точках натуры и модели. При равенстве удельных весов в
соответствующих точках модели и натуры можно записать отношение сил тяжести:
Pн
V g
н н 3 при н м
Pм мV м g
(7.3)
где Pн , н , V н – соответственно сила тяжести, удельный вес и объём натуры;
Pм , м , V м – соответственно сила тяжести, удельный вес и объём модели.
Физически выполнение условия (7.3) означает пропорциональность массовых сил
ледовых обломков, т.е. давления льда, «выброшенного» на наклонные грани сооружения.
Пропорциональность инерционных сил обеспечивается равенством ускорений модели и
натуры, а при условии н м получим:
Fн
m a
н н 3 при н м и aн a м ,
Fм m м a м
(7.4)
где Fн , m н , a н – соответственно сила инерции, масса и ускорение натуры;
Fм , m м , a м – соответственно сила инерции, масса и ускорение модели.
Из условия равенства ускорений можно получить масштаб времени:
Tн
Tм
Lн
,
Lм
(7.5)
где Tн и Tм – время натуры и модели соответственно.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Отсюда можем получить отношение скоростей поступательного движения, которое
представляет собой кинематическое подобие:
v н Lн T м
v м L мTн
(7.6)
Таким образом, отношение сил инерции и веса будет равно 3 при выполнении условия
равенства плотностей натуры и модели и соблюдения условия кинематического подобия.
При движении в битых льдах основная нагрузка на тело возникает от ударов льдин о его
поверхность. Таким образом, льдины можно считать абсолютно жёсткими и пренебречь их
силами упругости.
Кроме сил весового характера и инерционных сил при испытаниях в битом льду также
очень важно правильное моделирование сил гидродинамического и сухого трения.
Гидродинамическое трение возникает при обтекании водой платформы и льдин, а также при их
раздвигании,
притапливании
и
поворачивании.
Сухое
трение
возникает
в
местах
взаимодействия платформы с ледовыми обломками, а также взаимодействии льдин между
собой.
Сухое трение относится к категории сил внешнего трения, и для него справедлив закон
Кулона – Амонтона. Силы сухого трения при моделировании подчиняются условию подобия
Фруда, являются автомодельными при соблюдении равенства коэффициентов трения натуры и
модели:
fн f м
(7.7)
Гидродинамическое трение относится к категории сил внутреннего трения, так как
скольжение здесь происходит внутри жидкости между её слоями. Эти силы зависят от вязкости
жидкости и скорости движения. Они моделируются по условию Рейнольдса:
Re
vL
,
(7.8)
где – коэффициент кинематической вязкости.
Физически число Рейнольдса представляет собой отношение сил инерции к силам
трения. Совместное моделирование сил по условиям Фруда и Рейнольдса встречает большие
трудности.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Тем не менее, известно, что при достаточно больших удельных давлениях,
соответствующих взаимодействию со льдом, гидродинамическое трение льда может
рассматриваться как не зависящее от скорости и отнесено к категории сил, моделирующихся
по закону Фруда.
К категории сил, не совместимых с моделированием по закону Фруда, относятся
вязкостное сопротивление платформы и трение льдин о воду. Вязкостное сопротивление
платформы и льдин состоит из сопротивления формы (вихревого) и трения. Сопротивление
трения моделируется только по условию Рейнольдса, но может быть определено аналитически.
Вихревое сопротивление является частью гидродинамического давления, возникающего
вследствие
перераспределения
давления,
вызванного
влиянием
вязкости
жидкости.
Поверхность платформы и обломки льдин относятся к категории плохообтекаемых тел. Однако,
ввиду особенностей их геометрии: резкие обрывы, изломы в поперечном направлении, можно
сделать вывод, что у этих тел точка отрыва граничного слоя фиксирована (рёбра платформы,
кромки льдин). В этом случае можно говорить об автомодельности коэффициента
сопротивления формы [9, 29].
Также необходимо рассмотреть силы, связанные с раздвиганием льдин и обусловленные
нормальным давлением жидкости. Движение каждой отдельной льдины рассматривается [14]
как движение взвешенной частицы в потоке жидкости:
v
P P1 P2 P3 ,
t
(7.9)
где P – сила веса за вычетом архимедовой силы;
P1 – сила сопротивления, пропорциональная разности скоростей льдины и потока;
P2 – боковая (подъёмная) сила, действующая на льдину вследствие возникновения циркуляции
(при её обтекании);
P3 – сила воздействия на льдину со стороны поля давлений в потоке.
Анализ [14] приведённых сил позволяет установить, что силы P , P2 и P3 могут быть
смоделированы по критерию Фруда, а сила P1 – по условию Рейнольдса.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Анализ природы действующих сил в натурных и модельных условиях, а также их
подобия друг другу, позволяет установить основные критерии подобия:
v
Fr gL idem
л
idem
в
,
f idem
s idem
hн
hм
(7.10)
где Fr – число Фруда;
л , т/м3 – плотность льда;
в , т/м3 – плотность воды;
v , м/с – скорость;
L , м – длина по ватерлинии;
s – сплочённость льда;
hн , h м – соответственно натурная и модельная толщины льда;
– коэффициент геометрического масштаба;
f – коэффициент трения льда по поверхности сооружения.
Плотность материала пластинок (полиэтилена высокого давления), используемых в
эксперименте, составляет 0,92 т/м3, коэффициент трения – 0,15, что позволяет удовлетворить
условия (7.10).
Выполнение условий (7.10) приводят к удовлетворению условий геометрического и
кинематического подобий, а массовые силы удовлетворяют критерию гравитационного
подобия (7.3), что автоматически приводит к удовлетворению условий Фруда, Струхаля и
Эйлера, что позволяет определить усилия, действующие на платформу пересчётом по закону
подобия Фруда.
Тогда получим масштабы:
Rнобл λ 3 Rмобл
hн λhм ,
v v
м
н
(7.11)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
где λ – коэффициент геометрического подобия;
Rнобл , Rмобл , кН – сопротивление соответственно натурное и модельное;
vн , v м , м/с – соответственно натурная и модельная скорость.
7.1.2 Моделирование сплошного льда
При проведении модельных испытаний в сплошном льду особое внимание должно
уделяться силам упругости, определяющим разрушение ледового покрова. В дальнейшем
будем полагать, что лёд является абсолютно упругим телом.
Запишем уравнение динамического равновесия тела, для которого уравнение равновесия
сил в проекции на ось OX имеет вид:
x xy xz
2u x
X,
x
y
z
t
(7.12)
где x , xy и xz – проекции напряжений на ось OX ;
u x – проекция перемещения на ось OX ;
X – проекция объёмных сил на ось OX ;
– плотность материала.
Из выражения (7.12) можно получить [85] критерии подобия:
Q
L2 idem
QT 2
Q
4 2 2
L
v L
(7.13)
Последнее выражение в (7.13) является общим уравнением для сил динамического
характера [27].
В нашем случае восстанавливающими силами являются силы упругости. Тогда
необходимо записать закон Гука в напряжениях в проекции на ось OX [32]:
x
E
u xx
Q ,
21
1 2
(7.14)
где Q u xx u yy u zz – объёмная относительная деформация;
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
u xx , u yy , u zz – линейные (относительные) деформации по направлению соответствующих осей;
– коэффициент Пуассона.
В данном случае можно выделить [14] следующие критерии подобия:
idem
Q idem
EL2
(7.15)
Учитывая условия (7.13) и (7.15), можно записать соотношение:
Ch
v2
E
(7.16)
Это выражение называется числом Коши и характеризует динамические явления в
изотропных упругих телах. Применение критерия подобия Коши будет означать неизменность
отношения динамических сил к восстанавливающим силам упругости в сходственных точках
модели и натуры.
Если вместо динамических сил действуют объёмные, пропорциональные удельному
весу , то критерий переписывается следующим образом:
L
idem
E
(7.17)
Из выражения (7.14) очевидно, что при соблюдении геометрического подобия силы
упругости в сходственных точках натуры и модели будут относиться как 3 , если
коэффициенты натурного и модельного льда равны, а отношение модулей упругости равно
коэффициенту геометрического подобия. В этом случае отношение между напряжениями в
натурном и модельном льду также будет равно :
н Ен
м Ем
(7.18)
Также необходимыми условиями для выполнения критерия Коши являются:
idem
v
н
v м
(7.19)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Эти выражения позволяют говорить о возможности совместного моделирования сил веса,
инерции и упругости по критериям Фруда и Коши.
Таким образом, при проведении модельных испытаний в сплошном льду, к критериям,
приведённым в п. 7.1.1 добавятся (7.18), (7.16) и (7.15). Получим:
л idem
в idem
hн E н н
hм E м м
E
idem
idem
f idem
Fr v idem
gL
vL
Re
idem
xv2
Ch
idem
E
vн
vм
(7.20)
Анализ моделирования составляющих сопротивления преодоления обломков Rобл и
сопротивления воды при сохранении геометрического подобия по толщине и размера обломков
льда приводит к условиям, когда Rобл пересчитывается на натуру в соответствии с масштабом:
R 3 ,
обл
(7.21)
а сопротивление воды – в соответствии с классическими способами пересчёта. Однако,
естественный лёд, в котором проводятся испытания, обладает более высокой, чем требует
строгая теория моделирования, прочностью. Сложность также состоит в том, что при
разрушении льда значительных толщин, которое как и малых происходит от изгиба,
необходимо учитывать влияние смятия и среза льда в местах контакта с поверхностью
сооружения. В настоящее время модель льда, полностью удовлетворяющая условиям (7.20)
пока не создана. В связи с этим имеет смысл говорить о моделях ледяного покрова, частично
удовлетворяющих условиям моделирования.
Из-за неполного соответствия условиям моделирования (7.20) неизбежно возникает
масштабный эффект, для уменьшения которого прибегают к ряду искусственных приёмов:
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
1. Соотношение между E и определяются эмпирическим путём при согласовании
результатов испытаний эталонной модели, для которой имеются надёжные натурные
данные, а пересчёт строится по классической схеме и экстраполируется на другие
модели судов.
2. Несоответствие предела прочности льда на изгиб модели и натуры компенсируется
за счёт толщины льда, отличным от геометрического масштаба модели.
3. Несоответствие критериев подобия в отношении разрушения сплошного льда и
сопротивления
при
движении
в
обломках
льда
компенсируется
раздельным
моделированием сплошного льда и обломков.
Первый метод получил широкое распространение в настоящее время, однако в нём также
идёт речь о частичном подобии модели и натуры. Данные исследования проводились в ледовом
бассейне естественного охлаждения в модельном льду Зуева-Грамузова [14]. Рассмотрим этот
метод подробнее.
Наиболее важным условием при моделировании разрушения ледового покрова является
геометрическое подобие процесса в плане. Лишь в этом случае может наблюдаться
соответствие числа и расположения точек контакта льда с поверхностью сооружения натуре.
Для определения этого критерия запишем дифференциальное уравнение изгиба пластины на
упругом основании в безразмерном виде:
D
4 w w 0 ,
4
в gL
где w
(7.22)
w
– безразмерный прогиб;
L
L – линейный характерный размер в плане;
D – цилиндрическая жёсткость ледяной пластины.
Отсюда вытекает критерий напряжённо-деформированного состояния пластины:
D
idem
в gL4
С учётом idem
и
(7.23)
g const получим критерии геометрического подобия
разрушения льда в плане:
Dн
L4
4н 4
Dм Lм
(7.24)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Учитывая, что в естественном льду idem , получим необходимый масштаб толщины
льда для выполнения геометрического подобия разрушения льда:
h
где E
4
1
hн
3 E3 ,
hм
(7.25)
Eн
– масштаб модуля упругости.
Eм
Накопленный на сегодняшний опыт исследований зависимости модуля упругости от
толщины льда позволил выделить зависимость для широкого диапазона толщин:
E
a
3
,
h
(7.26)
где a – некоторый коэффициент пропорциональности.
Поэтому будем полагать, что масштаб E в естественном льду равен:
1
E h 3
(7.27)
Полученная величина очень мала, поэтому можно считать E 1 , тогда:
4
hн
3
hм
(7.28)
Полученный масштаб для толщины модельного сплошного льда отличается от
классического, приведённого в п. 7.1.1 для битого льда. Это делает невозможным совместное
моделирование этих составляющих ледового сопротивления. Для
их
разделения
кроме
испытаний в сплошном льду необходимо проведение испытаний в десятибалльном битом
искусственном льду различной толщины, после чего определить кривые сопротивления,
связанные с разрушением льда R р v для всего набора толщин:
R р м v R м v Rоблм v
при h const
(7.29)
Пересчёт на натуру составляющих ледового сопротивления будет производиться
раздельно, но также по кубу масштаба:
R рн 3 R рм
(7.30)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Окончательно получим критерии моделирования при испытаниях в сплошном льду:
л idem
в idem
4
hн
3
hм
idem
f idem
Fr v idem
gL
vн
vм
(7.31)
7.2 Методика и технология проведения испытаний, приборы и
оборудование
7.2.1 Основные характеристики МЛСП и её модели
Основные характеристики платформы и её модели приведены в таблице 7.1. На рисунке
7.1 представлена общая схема опорного основания платформы. Фотография модели приведена
на рисунке 7.2.
Таблица 7.1 – Основные характеристики МЛСП и её модели
Наименование
Размерность
Величина
Натура
Габаритная длина
м
228
Габаритная ширина
м
100
Высота
м
26,4
Масса
кг
152,1×106
Осадка (средняя)
м
9,0
Модель
1,52
0,667
45,05
0,06
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Рисунок 7.1 – Общая схема опорного основания платформы
Лист
Рисунок 7.2 – Модель платформы
7.2.2 Ледовый и опытовый бассейны
Ледовый бассейн расположен во дворе 5 корпуса НГТУ и предназначен для испытаний
моделей судов в ледовых условиях (в сплошном и битом льду). Бассейн имеет следующие
размеры:
длина, м
ширина, м
1,6
глубина, м
0,85
15,6
Ледовый бассейн НГТУ государственным комитетом по науке и технике признан
уникальным оборудованием (БЛ №06-28 от 08.07.97).
В бассейне предусмотрена гравитационная система буксировки и устройство натяжения
буксировочного троса.
Скорость движения определяется фотоимпульсным способом. Сигнал с фотодиода
регистрируется частотомером. Имеется дублирующая система измерений скорости с записью
через АЦП на ПЭВМ.
Сопротивление модели определяется весом буксировочного груза. Технология
проведения измерений такая же, как в бассейнах гравитационного типа.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Испытания в сплошном льду могут проводиться в холодное время года при естественном
намораживании ледяного покрова. Испытания в битом льду могут проводиться в любое время
года при использовании модели искусственного льда.
Характеристики используемых приборов и оборудования приведены в программе
испытаний.
Общий вид ледового бассейна приведен на рисунке 7.3.
Рисунок 7.3 – Ледовый бассейн
Опытовый бассейн расположен в первом корпусе НГТУ и предназначен для
буксировочных испытаний моделей в чистой воде и в имитированном битом льду. Бассейн
оборудован гравитационной и динамометрической системой буксировки и волнопродуктором
для испытаний моделей на регулярном волнении.
Опытовый бассейн имеет следующие размеры:
длина, м
20
ширина, м
3,0
глубина, м
1,2
Испытания модели МЛСП проводились в ледовом и опытовом бассейнах. Связано это с
тем, что испытания крупной модели при разных углах дрейфа в ледовом бассейне ограничены
и поэтому эта часть испытаний проводилось в опытовом бассейне.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Система
измерений
при
использовании
гравитационной
системы
аналогична
применяемым в бассейнах этого типа.
7.2.3 Модель мелководья
Испытания платформы проводились на глубокой и мелкой воде для учета обращенного
движения при оценке ледового усилия стационарных сооружений. Глубокая вода
соответствовала соотношению
соответствовала соотношению
Нф
Нф
Т
Т
>10 (где Н ф - глубина фарватера), мелкая вода
<1,0.
Мелководье создавалось постановкой на дно бассейна козел, на которые закреплялись
листы полиэтилена с размерами 3000×1500×10. Их положение по горизонтали строго
контролировалось.
Испытания проводились на чистой спокойной воде и в битом льду без волнения и на
регулярном волнении. Высота волны (для натуры) соответствовала 4,5 – 6,0 м.
7.2.4 Измерительно-буксировочная тележка для проведения модельных
испытаний
Для буксировки модели была специально разработана буксировочная тележка, к которой
подвешивалась модель платформы и устанавливался динамометр. Схема тележки показана на
рисунке 7.4.
Крепление модели к тележке показано на рисунке 7.5.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.4 – Схема буксировочной тележки
Рисунок 7.5 – Крепление модели к тележке
С целью уменьшения сопротивления число подвижных узлов было спроектировано
минимальным. Это позволило уменьшить силу сопротивления трения. Кроме этого, была
выполнена работа по установке направляющих рельсов на планшири ледового бассейна на
равном расстоянии друг от друга.
На рисунке 7.6 показан фрагмент движения измерительно-буксировочной тележки.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.6 – Движение измерительно-буксировочной тележки
Сама тележка приводилась в движение от буксировочного колеса гравитационного
действия.
Для исключения соскальзывания тележки с направляющих рельсов, была разработана
специальная конструкция колес тележки. Колеса были выточены из алюминиевого сплава
АМг5. Для уменьшения трения колеса одеваются на ось через радиальный подшипник
скольжения. Был предусмотрен бурт, который предотвращал соскальзывание тележки с
направляющей. Для исключения трения боковой поверхности бурта о направляющую, бурт был
сделан с уклоном 12 градусов.
Усилие от ледяного покрова передается на универсальный динамометр ДОУЗ-1через
специальный узел. Он представляет собой раму, снизу на которую вешается модель. Рама
крепится на тележке с помощью оси, относительно которой она может свободно
поворачиваться. Верхний конец рамы упирается в динамометр и передает усилие от модели на
него. Для устранения зазора в начальный момент рама поджимается к динамометру с помощью
специальной пружины.
Для записи скорости и усилия был разработан специальный прибор для записи показаний
на ЭВМ и программное обеспечение для него.
Для измерения скорости предусмотрен частотомер. Ведущий шкив поз.6 (рисунок 7.7)
вращается с помощью буксировочного груза поз.3. На диске шкива, на заданном радиусе,
равномерно насверлены отверстия. При прохождении отверстия мимо светодиодного датчика
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
образуется импульс. Подсчитывается количество импульсов и определяется скорость и
характер движения (равномерный или ускоренный). Одновременно производится запись
усилий на динамометре. Запись производится в виде массива данных в блокнот. Это позволяет
производить их импорт в EXEL и обработку с помощью стандартных функций статической
обработки.
Схема усилий, действующих на модель при движении, показана на рисунке 7.7.
Рисунок 7.7 – Схема усилий, действующих на модель
Расчет горизонтального усилия (сопротивления) R при движении модели производится
по формуле:
R
F L1 sin α
L2 sin α L3 cos α
(7.32)
При установке модели необходимо померить плечи L1, L2, L3. Угол определяется по
чертежу модели и составляет 33°.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
7.3 Результаты испытаний модели платформы
7.3.1 Испытания в сплошном ровном льду
Испытания проводились в сплошном ледяном поле намороженном при отрицательных
температурах воздуха в ледовом бассейне НГТУ.
Испытания проводились в условиях глубокой воды (Нф = 0,75 м). Часть испытаний
проводились в тонком сплошном ледяном поле, часть в поле смерзшегося после прогонов с
нагромождением сверху полиэтиленовых плиток. Плитки поливались водой и смерзались с
ледяным полем.
Цель испытаний - определение усилий воздействия ледяного покрова, при его
разрушении от взаимодействия с основанием модели платформы.
Испытания проводились в обращенном движении. Испытывались три модификации
платформы (вариант 1, вариант 2, вариант 3).
При испытаниях измерялись величины:
толщина ледяного покрова в нескольких точках по длине и ширине ледового поля
(по толщинам обломков льда),
скорость движения модели,
сопротивление модели (среднее и максимальное),
геометрические характеристики устройства при изменении упора,
температура воздуха.
Результаты испытаний приведены в таблицах 7.2 - 7.20. Буксировочные кривые
приведены на рисунках 7.8 - 7.9. Фрагменты испытаний приведены на рисунках 7.10 - 7.15
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 7.2 – Испытания модели платформы №1 в сплошном льду 19.03.14 в 05.42
Модель
Вариант 1
Вид испытания
Сплошной лед
Температура воздуха
-6° С
Осадка модели
60 мм
Средняя скорость, м/с
0,065
Начальное показание датчика силы, кН
-0,0207
Среднее значение показаний датчика силы, -0,0250
кН
Максимальное значение показаний датчика силы, кН
Толщина льда, мм
1,7; 1,4; 1,5; 1,9; 1,5
Плечо от действующей ВЛ до оси
270
вращения, мм
Плечо оси вращения до датчика силы, мм
115
Абсцисса действующей ватерлинии, мм
700
Примечание
Запись отсутствует
Сопротивление модели, Н
1,70
Максимальное усилие, Н
2,40
Средняя толщина льда, мм
1,52
Таблица 7.3 – Испытания модели платформы №1 в сплошном льду 19.03.14 в 14.01
Модель
Вариант 1
Вид испытания
Сплошной лед
Температура воздуха
-2° С
Осадка модели
60 мм
Средняя скорость, м/с
≈0,065
Начальное показание датчика силы, кН
-0,0450
Среднее значение показаний датчика силы, кН
-0,0640
Максимальное значение показаний датчика силы, кН -0,0678
Толщина льда, мм
2,4; 2,4; 2,5; 2,3 – ПБ, 2,3; 2,4;
2,6; 2,6; 2,3- ЛБ
Плечо от действующей ВЛ до оси вращения, мм
285
Плечо оси вращения до датчика силы, мм
115
Абсцисса действующей ватерлинии, мм
700
Примечание
Protokol_3_2014.03.19_14-01
Сопротивление модели, Н
2,7
Максимальное усилие, Н
3,10
Средняя толщина льда, мм
2,42
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 7.4 – Испытания модели платформы №1 в сплошном льду 19.03.14 в 14.20
Модель
Вариант 1
Вид испытания
Сплошной лед
Температура воздуха
-2° С
Осадка модели
60 мм
Средняя скорость, м/с
≈0,070
Начальное показание датчика силы, кН
-0,0490
Среднее значение показаний датчика силы, кН
-0,0560
Максимальное значение показаний датчика силы, кН -0,0651
Толщина льда, мм
2,7; 1,7; 1,9;2,0 – ПБ, 2,0;
1,2;1,7; 1,3 - ЛБ
Плечо от действующей ВЛ до оси вращения, мм
285
Плечо оси вращения до датчика силы, мм
115
Абсцисса действующей ватерлинии, мм
700
Примечание
Protokol_4_2014.03.19_14-04
Сопротивление модели, Н
2,10
Максимальное усилие, Н
2,95
Средняя толщина льда, мм
1,81
Таблица 7.5 – Испытания модели платформы №1 в сплошном льду 19.03.14 в 14.18
Модель
Вариант 1
Вид испытания
Сплошной лед
Температура воздуха
-2° С
Осадка модели
60 мм
Средняя скорость, м/с
≈0,065
Начальное показание датчика силы, кН
-0,0560
Среднее значение показаний датчика силы, кН
-0,0650
Максимальное значение показаний датчика силы, кН -0,0950
Толщина льда, мм
ЛБ:2,5; 2,6; 2,7; 2,3; 2,7; ПБ:
2,3;2,8; 2,3; 2,5; 3,0
Плечо от действующей ВЛ до оси вращения, мм
285
Плечо оси вращения до датчика силы, мм
115
Абсцисса действующей ватерлинии, мм
700
Примечание
Protokol_5_2014.03.19_14-08
Сопротивление модели, Н
2,20
Максимальное усилие, Н
2,90
Средняя толщина льда, мм
2,57
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 7.6 – Испытания модели платформы №1 в сплошном льду 20.03.14 в 04.57
Модель
Вариант 1
Вид испытания
Сплошной лед + плитка
(10мм, треугольная, 2x10л
ведра)
Температура воздуха
-5° С
Осадка модели
60 мм
Средняя скорость, м/с
≈0,075
Начальное показание датчика силы, кН
Среднее значение показаний датчика силы, кН
Максимальное значение показаний датчика силы, кН Толщина льда, мм
3,3; 3,8; 3,1; 3,0; 3,6
Плечо от действующей ВЛ до оси вращения, мм
285
Плечо оси вращения до датчика силы, мм
115
Абсцисса действующей ватерлинии, мм
700
Примечание
Protokol_6_2014.03.20_04-57
Сопротивление модели, Н
3,50
Максимальное усилие, Н
4,90
Средняя толщина льда, мм
3,36
Таблица 7.7 – Испытания модели платформы №1 в сплошном льду 20.03.14 в 11.09
Модель
Вариант 1
Вид испытания
Сплошной лед
Температура воздуха
-4° С
Осадка модели
60 мм
Средняя скорость, м/с
≈0,080
Начальное показание датчика силы, кН
-0,0560
Среднее значение показаний датчика силы, кН
-0,0775
Максимальное значение показаний датчика силы, кН -0,0955
Толщина льда, мм
1,5; 1,7; 1,5; 1,8; 1,8; 1,3; 1,8;
1,7; 1,7
Плечо от действующей ВЛ до оси вращения, мм
275
Плечо оси вращения до датчика силы, мм
115
Абсцисса действующей ватерлинии, мм
700
Примечание
Protokol_15_2014.03.20_11-09
(модель останавливалась,
обмерзли направляющие)
Сопротивление модели, Н
1,5
Максимальное усилие, Н
2,1
Средняя толщина льда, мм
1,64
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 7.8 – Испытания модели платформы №1 в сплошном льду 23.03.14 в 11.20
Модель
Вариант 1
Вид испытания
Сплошной лед
Температура воздуха
-4° С
Осадка модели
60 мм
Средняя скорость, м/с
≈0,180
Начальное показание датчика силы, кН
-0,0650
Среднее значение показаний датчика силы, кН
-0,0975
Максимальное значение показаний датчика силы, кН -0,1150
Толщина льда, мм
1,5; 1,7; 1,5; 1,8; 1,8; 1,3; 1,8;
1,7; 1,7
Плечо от действующей ВЛ до оси вращения, мм
275
Плечо оси вращения до датчика силы, мм
115
Абсцисса действующей ватерлинии, мм
700
Примечание
Protokol_16_2014.03.20_11-12
(модель останавливалась,
обмерзли направляющие)
Сопротивление модели, Н
2,6
Максимальное усилие, Н
4,0
Средняя толщина льда, мм
1,64
Таблица 7.9 – Испытания модели платформы №1 в сплошном льду 23.03.14 в 11.28
Модель
Вариант 1
Вид испытания
Сплошной лед
Температура воздуха
-4° С
Осадка модели
60 мм
Средняя скорость, м/с
0,070
Начальное показание датчика силы, кН
-0,0650
Среднее значение показаний датчика силы, кН
-0,0975
Максимальное значение показаний датчика силы, кН -0,1150
Толщина льда, мм
1,5; 1,7; 1,5; 1,8; 1,8; 1,3; 1,8;
1,7; 1,7
Плечо от действующей ВЛ до оси вращения, мм
275
Плечо оси вращения до датчика силы, мм
115
Абсцисса действующей ватерлинии, мм
700
Примечание
Protokol_16_2014.03.20_11-12
(модель останавливалась,
обмерзли направляющие)
Сопротивление модели, Н
1,8
Максимальное усилие, Н
2,6
Средняя толщина льда, мм
1,64
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 7.10 – Испытания модели платформы №1 в смёрзшемся после прогонов льду с
нагромождениями в виде плиток полиэтилена толщиной 10 мм 23.03.14 в 11.54
Модель
Вариант 1
Вид испытания
Смерзшийся лед (после
прогона) + плитка
Температура воздуха
-3° С
Осадка модели
60 мм
Средняя скорость, м/с
≈0,070
Начальное показание датчика силы, кН
-0,0370
Среднее значение показаний датчика силы, кН
-0,1000
Максимальное значение показаний датчика силы, кН -0,1270
Толщина льда, мм
1,5; 1,7; 1,5; 1,8; 1,8; 1,3; 1,8;
1,7; 1,7
Плечо от действующей ВЛ до оси вращения, мм
275
Плечо оси вращения до датчика силы, мм
115
Абсцисса действующей ватерлинии, мм
700
Примечание
Protokol_17_2014.03.20_11-54
Сопротивление модели, Н
2,8
Максимальное усилие, Н
3,9
Средняя толщина льда, мм
2,2
Таблица 7.11 – Испытания модели платформы №1 в смёрзшемся после прогонов льду с
нагромождениями в виде плиток полиэтилена толщиной 10 мм 23.03.14 в 12.04
Модель
Вариант 1
Вид испытания
Смерзшийся лед (после
прогона) + плитка
Температура воздуха
-3° С
Осадка модели
60 мм
Средняя скорость, м/с
≈0,065
Начальное показание датчика силы, кН
-0,0968
Среднее значение показаний датчика силы, кН
-0,1200
Максимальное значение показаний датчика силы, кН -0,150
Толщина льда, мм
1,5; 1,7; 1,5; 1,8; 1,8; 1,3; 1,8;
1,7; 1,7
Плечо от действующей ВЛ до оси вращения, мм
275
Плечо оси вращения до датчика силы, мм
115
Абсцисса действующей ватерлинии, мм
700
Примечание
Protokol_18_2014.03.20_11-57
Сопротивление модели, Н
3,1
Максимальное усилие, Н
4,2
Средняя толщина льда, мм
2,2
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 7.12 – Испытания модели платформы №2 в сплошном льду 20.03.14 в 06.38
Модель
Вариант 2
Вид испытания
Сплошной лед
Температура воздуха
-6° С
Осадка модели
60 мм
Средняя скорость, м/с
≈0,065
Начальное показание датчика силы, кН
-0,0770
Среднее значение показаний датчика силы, кН
-0,1175
Максимальное значение показаний датчика силы, кН -0,1430
Толщина льда, мм
1,9; 2,4; 2,5; 2,5; 2,5; 2,5
Плечо от действующей ВЛ до оси вращения, мм
265
Плечо оси вращения до датчика силы, мм
115
Абсцисса действующей ватерлинии, мм
530
Примечание
Protokol_7_2014.03.20_06-38
Protokol_7a_2014.03.20_06-41
(продолжение файла)
Сопротивление модели, Н
2,7
Максимальное усилие, Н
3,8
Средняя толщина льда, мм
2,38
Таблица 7.13 – Испытания модели платформы №2 в сплошном льду 20.03.14 в 06.43
Модель
Вариант 2
Вид испытания
Сплошной лед
Температура воздуха
-7° С
Осадка модели
60 мм
Средняя скорость, м/с
≈0,065
Начальное показание датчика силы, кН
-0,0970
Среднее значение показаний датчика силы, кН
-0,1340
Максимальное значение показаний датчика силы, кН -0,145
Толщина льда, мм
1,9; 2,4; 2,5; 2,5; 2,5; 2,5
Плечо от действующей ВЛ до оси вращения, мм
265
Плечо оси вращения до датчика силы, мм
115
Абсцисса действующей ватерлинии, мм
530
Примечание
Protokol_8_2014.03.20_06-43
Сопротивление модели, Н
2,6
Максимальное усилие, Н
3,6
Средняя толщина льда, мм
2,38
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 7.14 – Испытания модели платформы №2 в сплошном льду 20.03.14 в 07.48
Модель
Вариант 2
Вид испытания
Смерзшийся лед (после
прогона) + плитка (10мм,
треугольная, 2x10л ведра)
Температура воздуха
-7° С
Осадка модели
60 мм
Средняя скорость, м/с
≈0,060
Начальное показание датчика силы, кН
-0,0810
Среднее значение показаний датчика силы, кН
-0,1200
Максимальное значение показаний датчика силы, кН -0,1340
Толщина льда, мм
3,9; 2,7; 2,8; 4,2; 2,6
Плечо от действующей ВЛ до оси вращения, мм
265
Плечо оси вращения до датчика силы, мм
115
Абсцисса действующей ватерлинии, мм
530
Примечание
Protokol_9_2014.03.20_07-24
Сопротивление модели, Н
3,2
Максимальное усилие, Н
4,6
Средняя толщина льда, мм
3,2
Таблица 7.15 – Испытания модели платформы №2 в смёрзшемся после прогонов льду с
включениями плиток полиэтилена толщиной 10 мм 20.03.14 в 08.23
Модель
Вариант 2
Вид испытания
Смерзшийся лед (после
прогона) + плитка
Температура воздуха
-3° С
Осадка модели
60 мм
Средняя скорость, м/с
≈0,070
Начальное показание датчика силы, кН
-0,0770
Среднее значение показаний датчика силы, кН
-0,1140
Максимальное значение показаний датчика силы, кН -0,1430
Толщина льда, мм
3,9; 2,7; 2,8; 4,2; 2,8
Плечо от действующей ВЛ до оси вращения, мм
265
Плечо оси вращения до датчика силы, мм
115
Абсцисса действующей ватерлинии, мм
530
Примечание
Protokol_10_2014.03.20_07-27
Protokol_10a_2014.03.20_0729
Сопротивление модели, Н
4,20
Максимальное усилие, Н
5,50
Средняя толщина льда, мм
3,3
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 7.16 – Испытания модели платформы №3 в сплошном льду 21.03.14 в 09.15
Модель
Вариант 3
Вид испытания
Сплошной лед
Температура воздуха
-5° С
Осадка модели
60 мм
Средняя скорость, м/с
≈0,065
Начальное показание датчика силы, кН
-0,0030
Среднее значение показаний датчика силы, кН
-0,0220
Максимальное значение показаний датчика силы, кН -0,0281
Толщина льда, мм
2,6; 1,8; 2,3; 2,6; 2,3; 2,0; 1,8;
1,6; 1,7; 1,5
Плечо от действующей ВЛ до оси вращения, мм
265
Плечо оси вращения до датчика силы, мм
115
Абсцисса действующей ватерлинии, мм
550
Примечание
Protokol_11_2014.03.20_09-15
Сопротивление модели, Н
2,25
Максимальное усилие, Н
2,8
Средняя толщина льда, мм
2,02
Таблица 7.17 – Испытания модели платформы №3 в сплошном льду 21.03.14 в 09.22
Модель
Вариант 3
Вид испытания
Сплошной лед
Температура воздуха
-5° С
Осадка модели
60 мм
Средняя скорость, м/с
≈0,070
Начальное показание датчика силы, кН
-0,0470
Среднее значение показаний датчика силы, кН
-0,1100
Максимальное значение показаний датчика силы, кН -0,1300
Толщина льда, мм
2,6; 1,8; 2,3; 2,6; 2,3; 2,0; 1,8;
1,6; 1,7; 1,5
Плечо от действующей ВЛ до оси вращения, мм
265
Плечо оси вращения до датчика силы, мм
115
Абсцисса действующей ватерлинии, мм
550
Примечание
Protokol_12_2014.03.20_09-19
Сопротивление модели, Н
2,18
Максимальное усилие, Н
3,0
Средняя толщина льда, мм
2,02
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 7.18 – Испытания модели платформы №3 в сплошном льду 21.03.14 в 16.14
Модель
Вариант 3
Вид испытания
Сплошной лед
Температура воздуха
-3° С
Осадка модели
60 мм
Средняя скорость, м/с
≈0,065
Начальное показание датчика силы, кН
-0,0740
Среднее значение показаний датчика силы, кН
-0,1060
Максимальное значение показаний датчика силы, кН -0,1230
Толщина льда, мм
≈5,3; 2,8; 1,0; 2,8; 3,6
Плечо от действующей ВЛ до оси вращения, мм
265
Плечо оси вращения до датчика силы, мм
115
Абсцисса действующей ватерлинии, мм
550
Примечание
Protokol_13_2014.03.20_09-48
Сопротивление модели, Н
2,8
Максимальное усилие, Н
4,2
Средняя толщина льда, мм
3,10
Таблица 7.19 – Испытания модели платформы №3 в смёрзшемся после прогонов льду с
включениями плиток полиэтилена толщиной 10 мм 21.03.14 в 21.10
Модель
Вариант 3
Вид испытания
Смерзшийся лед (после
прогона) + плитка
Температура воздуха
-6° С
Осадка модели
60 мм
Средняя скорость, м/с
≈0,070
Начальное показание датчика силы, кН
-0,0660
Среднее значение показаний датчика силы, кН
-0,1350
Максимальное значение показаний датчика силы, кН -0,1550
Толщина льда, мм
≈5,3; 2,8; 1,0; 2,8; 3,6
Плечо от действующей ВЛ до оси вращения, мм
265
Плечо оси вращения до датчика силы, мм
115
Абсцисса действующей ватерлинии, мм
550
Примечание
Protokol_14_2014.03.20_09-52
Сопротивление модели, Н
4,2
Максимальное усилие, Н
5,5
Средняя толщина льда, мм
3,10
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 7.20 – Испытания модели платформы №3 в смёрзшемся после прогонов льду с
включениями плиток полиэтилена толщиной 10 мм 21.03.14 в 23.15
Модель
Вариант 3
Вид испытания
Смерзшийся лед (после
прогона) + плитка
Температура воздуха
-6° С
Осадка модели
60 мм
Средняя скорость, м/с
≈0,070
Начальное показание датчика силы, кН
-0,0660
Среднее значение показаний датчика силы, кН
-0,1350
Максимальное значение показаний датчика силы, кН -0,1550
Толщина льда, мм
≈5,3; 2,8; 2,9; 2,0; 2,8; 3,6
Плечо от действующей ВЛ до оси вращения, мм
265
Плечо оси вращения до датчика силы, мм
115
Абсцисса действующей ватерлинии, мм
550
Примечание
Protokol_14_2014.03.20_09-52
Сопротивление модели, Н
4,2
Максимальное усилие, Н
5,5
Средняя толщина льда, мм
3,10
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.8. Сопротивление моделей платформ
○ - 1 вариант модели платформы,
* - 2 вариант модели платформы,
- 3 вариант модели платформы
○ - обозначено движение моделей в поле смерзшегося после прогонов моделей с
нагромождениями плиток полиэтилена толщиной 10 мм
(рядом обозначены номера моделей)
- выброс связан со скоростью 0,18 м/с
При измерениях при движении платформ наблюдались флуктуации сопротивления.
Поэтому вычислялись их средние и максимальные значения, приведенные на рисунке 7.9.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.9. Максимальные и средние значения ледовых усилий (ледового сопротивления)
1 - максимальные значения сопротивления
2 - средние значения сопротивления
(точками обозначены экспериментальные значения максимальных величин сопротивления)
Как показали испытания платформ в сплошном ледяном поле при движении прямым
курсом, сопротивление 3-х вариантов моделей платформ мало отличается друг от друга и
различие не превышает погрешности измерений.
Поэтому было принято решение при исследованиях движения прямым курсом
проводить испытания одной платформы.
При испытаниях с разными углами дрейфа испытания проводились с третьим вариантом
модели платформы, имеющей большее число островов на основании (надстроек), которые
могут участвовать во взаимодействиях со льдом.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.10 – Движение 1 варианта модели платформы в сплошном льду ср средней
скоростью 0,07 м/с при средней толщине льда 2,42 мм
Рисунок 7.11 – Движение 1 варианта модели платформы со средней скоростью 0,07 м/с
в смёрзшемся льду средней толщиной 2,2 мм с плиткой
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.12 – Движение 2 варианта модели платформы в сплошном льду со средней
скоростью 0,065 м/с при средней толщине льда 2,42 мм
Рисунок 7.13 – Движение 2 варианта модели платформы со средней скоростью 0,065
м/с в смёрзшемся льду средней толщиной 1,64 мм с плиткой
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.14 – Движение 3 варианта модели платформы в сплошном льду со средней
скоростью 0,065 м/с при средней толщине льда 2,00 мм
Рисунок 7.15 – Движение 3 варианта модели платформы со средней скоростью 0,065
м/с в смёрзшемся льду средней толщиной 3,2 мм с плиткой
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
7.3.2 Испытания в битом льду на глубокой воде
Модельные испытания платформы в битом льду на глубокой воде проводились
29.05.2014 в 18.00 в ледовом бассейне НГТУ.
Цель испытаний - определить воздействие битого льда на основание платформы.
Испытания проводились в обращенном движении.
Битый лед имитировался пластинками полиэтилена высокого давления треугольной
формы с размерами 60 60 10 мм. Сплоченность льда 8 баллов.
При испытаниях измерялись величины:
сплоченность битого льда;
скорость движения модели;
сопротивление модели;
температура воды;
температура воздуха.
При испытаниях отмечалось, что при малых скоростях хода Fr 0,03; Fr
v
gh
0,38
происходило движение модели и обломков льда, находящихся перед моделью. При этом
сопротивление монотонно возрастало со скоростью. При более высоких скоростях обломки
«обтекали» модель, сопротивление несколько уменьшалось, а затем снова возрастало.
Результаты испытаний приведены в таблице 7.21 и на рисунке 7.16. Измерялось среднее
и максимальное усилия. Эти усилия в зависимости от скорости движения были получены при
движении тележки с закрепленной моделью платформы.
Во время проведения испытаний температура воздуха составила 20° С, температура
воды 18° С, осадка модели 60 мм.
Для сравнения были проведены испытания на гравитационной буксировочной системе.
Их результаты также представлены на рисунке 7.16 пунктиром и в таблице 7.21.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 7.21 – Результаты испытаний платформы в битом льду на глубокой воде
№7
Наименование
№1
№2
№3
№4
№5
№6
№8
Буксировка на тележке
Средняя скорость, м/с
0,0
0,050
0,095
0,120
0,145
0,170
0,200
0,245
Сопротивление, Н
1,00
2,11
4,04
4,29
3,56
3,32
3,56
3,81
Максимальное усилие, Н
1,80
3,16
3,24
2,67
2,75
2,27
2,19
2,19
Буксировка в гравитационной схеме
Средняя скорость, м/с
0,015
0,035
0,055
0,100
0,13
0,14
Сопротивление, Н
2,05
2,40
3,40
3,95
4,40
5,10
Рисунок 7.16 – Результаты испытаний платформы в битом льду толщиной 10 мм
сплочённостью 8 баллов на глубокой воде:
- максимальное сопротивление;
- сопротивление;
* - сопротивление в гравитационной схеме буксировки.
(пунктиром показаны результаты испытаний в гравитационной схеме буксировки)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.17 – Движение модели платформы в 8-мибальном льду, средняя скорость 0,245 м/с
7.3.3 Испытания в битом льду на мелководье
В опытовом бассейне 05.03.2014 в 12.28 проводились испытания модели платформы на
мелкой воде в битом льду сплоченностью 8 баллов.
Лед имитировался треугольными плитками полиэтилена треугольной формы с
размерами 10×60×60 мм.
Мелководье создавалось плитами полиэтилена размерами 1500×3000 мм, которые
укладывались на специальные подставки и крепились к ним. Уровень воды над плитами
тщательно контролировался.
Цель испытаний - определить воздействие битого льда на модель основания.
При испытаниях определялось:
сплоченность битого льда,
глубина воды над плитами,
скорость движения модели,
сопротивление модели,
температура воды и воздуха.
Результаты испытаний приведены в таблице 7.22 и на рисунке 7.18. Фрагмент испытаний
показан на рисунке 7.19.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
На время проведения испытаний температура воздуха составила 23° С, температура
воды 22° С, угол дрейфа модели 0°, осадка модели 60 мм, глубина мелкой воды 70 мм.
Таблица 7.22 – Результаты испытаний платформы в битом льду на мелководье при угле
дрейфа 0°
Скорость,
Сопротивление,
Имя файла
Замечания
м/с
Н
LBPZ 027
0,27
10,0
Выход на мелководье на 20,4 с
LBPZ 028
0,36
10,3
— "— на 14,4 с
LBPZ 029
0,42
9,3
— "— на 12,2 с
LBPZ 030
0,52
9,7
— "— на 10,6 с
LBPZ 031
0,20
9,8
— "— на 19,0 с
LBPZ 032
0,18
8,5
— "— на 22,0 с
Рисунок 7.18 – Буксировочное сопротивление модели платформы в битом льду сплочённостью 8
баллов толщиной 10 мм на мелководье:
- ледовый бассейн (гравитационная система, глубокая вода)
- опытовый бассейн (мелководье)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.19 – Движение модели платформы в битом льду с курсовым углом 0° и скоростью
0,27 м/с
7.3.4 Испытания модели платформы в битом льду на мелководье с разными
углами дрейфа
Испытания модели платформы проводились 05.03.14 в 14.00 в битом льду
сплоченностью 8 баллов в полиэтиленовых плитках размером 10×60×60 в условиях мелководья
с углами дрейфа 0, 30, 60, 90.
Испытания проводились в обращенном движении в опытовом бассейне.
Цель испытаний - определить взаимодействие битого льда с основанием модели
платформы.
Модель платформы на специальном пилоне закреплялась в динамометрической
буксировочной системе с разными углами дрейфа.
При испытаниях измерялись:
глубина мелкой воды,
скорость движения модели,
сопротивление модели,
углы дрейфа,
сплоченность льда.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Результаты испытаний приведены в таблице 7.23. Сопротивление модели при разных
углах дрейфа приведено на рисунке 7.20. Фрагменты испытаний показаны на рисунках 7.21 7.24.
Во время испытаний температура воздуха составила 23° С, температура воды 22° С,
глубина мелкой воды 70 мм, осадка модели 60 мм.
Таблица 7.23 – Результаты испытаний платформы в битом льду на мелководье при
различных углах дрейфа
Имя
Время, Скорость, Сопр-е,
Содержание записи
Замечания:
файла
с
м/с
Н
LBPZ
Градуировка
KR = 34,3[Н/(Ед.АЦП)]
016
динамометра
LBPZ
Буксировка, φ =90о
Kv = 0,92 [(м/с)/(Ед.АЦП)].
19,0
0,26
35,9
017
LBPZ
Буксировка, φ =90о
Kv = 0,92 [(м/с)/(Ед.АЦП)].
14,4
0,34
29,9
018
LBPZ
Буксировка, φ =90о
Kv = 0,92 [(м/с)/(Ед.АЦП)].
10,4
0,48
30,2
019
LBPZ
Буксировка, φ =60о
18,0
0,28
17,3
020
LBPZ
Буксировка, φ =60о
Выход на мелководье на
0,36
14,2
021
21,0с
о
LBPZ
Буксировка, φ =60
Выход на мелководье на
0,51
15,3
022
16,5с
о
LBPZ
Буксировка, φ =30
Выход на мелководье на
0,27
7,3
023
20,7с
о
LBPZ
Буксировка, φ =30
Выход на мелководье на
0,36
7,5
024
15.6с
о
LBPZ
Буксировка, φ =30
Выход на мелководье на
0,49
13,7
025
11.8с
о
LBPZ
Буксировка, φ =30
Выход на мелководье на
0,42
10,0
026
(повтор)
13.8с
о
LBPZ
Буксировка, φ =0
Выход на мелководье на
0,27
10,0
027
20.4с
о
LBPZ
Буксировка, φ =0
Выход на мелководье на
0,36
10,3
028
14.4с
о
LBPZ
Буксировка, φ =0
Выход на мелководье на
0,43
9,3
029
12.2с
о
LBPZ
Буксировка, φ =0
Выход на мелководье на
0,523
9,7
030
(повтор)
10.6с
о
LBPZ
Буксировка, φ =0
Выход на мелководье на
0,20
9,8
031
19.0с
о
LBPZ
Буксировка, φ =0
Выход на мелководье на
0,18
8,5
032
22.0с
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.20 – Сопротивление модели платформы в битом льду сплочённостью 8 баллов,
толщиной 10 мм при углах дрейфа: 1 – 0 , 2 – 30 , 3 – 60 , 4 – 90
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.21 – Движение модели на мелководье в битых льдах с курсовым углом 0 и
скоростью 0,27 м/с
Рисунок 7.22 – Движение модели на мелководье в битых льдах с курсовым углом 30 и
скоростью 0,27 м/с
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.23 – Движение модели на мелководье в битых льдах с курсовым углом 60 и
скоростью 0,28 м/с
Рисунок 7.24 – Движение модели на мелководье в битых льдах с курсовым углом 90 и
скоростью 0,26 м/с
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
7.3.5 Испытания модели платформы на чистой спокойной глубокой воде
В ледовом и опытовом бассейнах НГТУ были проведены испытания модели платформы
на глубокой чистой спокойной воде.
Цель испытаний:
определить гидродинамическое сопротивление, необходимое для расчетов
составляющих чисто ледового сопротивления;
определить гидродинамическое сопротивление для подбора буксиров при
транспортировке платформы к месту эксплуатации.
При испытаниях измерялись величины:
скорость движения модели;
буксировочное сопротивление;
температура воды;
температура воздуха.
Скорость
и
сопротивление
определялось
при
использовании
гравитационной
буксировочной системы (в ледовом бассейне) и динамометрической системы (в опытовом
бассейне).
Результаты испытаний приведены в таблицах 7.24, 7.25, 7.26 и на рисунке 7.25.
Таблица 7.24 – Результаты испытаний модели платформы на глубокой чистой тихой воде
в ледовом бассейне.
Наименование
№1
№2
№3
№4
№5
№6
№7
Испытания на прямом курсе
Скорость модели, м/с
0,55
0,145 0,160 0,190 0,240 0,245 0,270
Сопротивление модели, Н
0,18
0,40
0,44
0,61
0,80
1,05
1,18
Испытания проводились 29.05.14 в 19.30. Температура воды составила 18° С, температура
воздуха 20° С, осадка модели 60 мм.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 7.25 – Результаты испытаний модели платформы на чистой глубокой тихой воде
на прямом курсе
Имя
Содержание записи
Скорость,
Сопр-е,
Замечания:
файла
м/с
Н
LBPZ 060 Градуировка
KR = 45,8[Н/(Ед.АЦП)]
динамометра
LBPZ 061 Буксировка на тихой
0,16
0,29
KR = 45,8[Н/(Ед.АЦП)]
воде
LBPZ 062 Буксировка на тихой
0,26
0,92
KR = 45,8[Н/(Ед.АЦП)]
воде
LBPZ 063 Буксировка на тихой
0,35
1,36
KR = 45,8[Н/(Ед.АЦП)]
воде
LBPZ 064 Буксировка на тихой
0,46
2,94
KR = 45,8[Н/(Ед.АЦП)]
воде
Испытания проводились 11.06.14 в 10.20. Температура воды составила 22° С, температура
воздуха 21° С, осадка модели 60 мм.
Некоторые расхождения в результатах испытаний, приведённых в таблицах 7.24 и 7.25,
можно объяснить влиянием близости стенок ледового бассейна (В=1,60 м) по сравнению с
опытовым (В=3,0 м).
Таблица 7.26 – Результаты испытаний модели платформы на чистой спокойной воде и при
встречном волнении в опытовом бассейне
Высота Частота Скорость
Имя
Сопр-е,
Содержание записи
волны, волны,
,
Замечания:
файла
Н
см
1/с
м/с
LBPZ Градуировка динамометра,
KR = 45,8
о
060
φ =0
[Н/(Ед.АЦП)]
LBPZ Буксировка на тихой воде,
0
0
0,16
0,29
KR = 45,8
061
φ =0о
[Н/(Ед.АЦП)]
LBPZ
062
Буксировка на тихой воде,
LBPZ
063
Буксировка на тихой воде,
LBPZ
064
Буксировка на тихой воде,
0
0
0,26
0,92
KR = 45,8
[Н/(Ед.АЦП)]
0
0
0,35
1,36
KR = 45,8
[Н/(Ед.АЦП)]
0
0
0,46
2,94
KR = 45,8
[Н/(Ед.АЦП)]
φ =0о
φ =0о
φ =0о
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Продолжение таблицы 7.26
Высота
волны,
см
3,0
Частота
волны,
1/с
5,4
Буксировка
на волнении
без килевой
качки, φ=0о
3,0
LBPZ 068
Буксировка
на волнении
без килевой
качки, φ=0о
LBPZ 069
Имя
файла
Содержание
записи
Скорость,
м/с
Сопр-е,
Н
LBPZ 065
Буксировка
на волнении
с килевой
качкой, φ =0о
0,16
3,8
KR = 46,6
[Н/(Ед.АЦП)]
KRA = 50,1
[Н/(Ед.АЦП)]
KRB = 35
[Н/(Ед.АЦП)]
LBPZ 067
5,4
0,16
4,1
3,2
5,3
0,26
6,5
Буксировка
на волнении
без килевой
качки, φ=0о
3,2
5,3
0,33
6,1
LBPZ 070
Буксировка
на волнении
без килевой
качки, φ=0о
3,0
5,4
0,45
6,6
LBPZ 071
Градуировка
динамометра,
φ =0о
-
-
-
-
LBPZ 072
Градуировка
динамометра,
φ =90о
-
-
-
-
KR = 46,6
[Н/(Ед.АЦП)]
KRA = 50,1
[Н/(Ед.АЦП)]
KRB = 35
[Н/(Ед.АЦП)]
KR = 46,6
[Н/(Ед.АЦП)]
KRA = 50,1
[Н/(Ед.АЦП)]
KRB = 35
[Н/(Ед.АЦП)]
KR = 46,6
[Н/(Ед.АЦП)]
KRA = 50,1
[Н/(Ед.АЦП)]
KRB = 35
[Н/(Ед.АЦП)]
KR = 46,6
[Н/(Ед.АЦП)]
KRA = 50,1
[Н/(Ед.АЦП)]
KRB = 35
[Н/(Ед.АЦП)]
KR = 46,6
[Н/(Ед.АЦП)]
KRA = 50,1
[Н/(Ед.АЦП)]
KRB = 35
[Н/(Ед.АЦП)]
KR = 49,5
[Н/(Ед.АЦП)]
Замечания:
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Продолжение таблицы 7.26
Высота
Содержание
Имя файла
волны,
записи
см
LBPZ 073 Буксировка
0
на тихой
глубокой
воде, φ =90о
LBPZ 074 Буксировка
0
на тихой
глубокой
воде, φ =90о
Частота
волны,
1/с
0
0
Скорость,
м/с
Сопр-е,
Н
0,16
1,32
KR =49,5
[Н/(Ед.АЦП)]
0,26
3,65
KR =49,5
[Н/(Ед.АЦП)]
Замечания:
Испытания проводились 11.06.14 в 10.20 Температура воды составила 22° С, температура
воздуха 21° С, осадка модели 60 мм.
Рисунок 7.25 – Сопротивление платформы на чистой глубокой воде
- ледовый бассейн;
- опытовой бассейн.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.26 – Движение модели платформы в чистой воде, средняя скорость 0,2 м/с
7.3.6 Испытания модели платформы на мелководье в тихой чистой воде при
разных углах дрейфа
В опытовом бассейне 04.06.14 в 11.25 были проведены буксировочные испытания
модели платформы в чистой тихой воде на мелководье при разных углах дрейфа. Цель
испытаний - определить силы при гидродинамическом взаимодействии с основанием
платформы.
При испытаниях определялись:
глубина воды на мелководье,
углы дрейфа,
скорость модели,
сопротивление модели,
температура воздуха и воды.
Буксировочные испытания проводились в опытовом бассейне НГТУ с использованием
буксировочной тележки с электроприводом малых скоростей и однокомпонентного
динамометра. Подвеска модели на пилоне исключала появление крена или дифферента модели.
Измеряемые величины (буксировочное сопротивление и скорость) преобразовывались
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
первичными преобразователями (датчиками) в аналоговые электрические сигналы, затем с
помощью АЦП – в цифровые коды и записывались в файлы «*.xlsx» на магнитный носитель
ПЭВМ. Записям предшествовали процедуры градуировки измерительно-регистрационного
комплекса. Для отдельных записей скорость контролировалась по времени прохождения
мерного участка длиной 5 м. Результаты опытов приведены в таблице. Средние значения
градуировочных коэффициентов: KR=38,6 [H/(Ед.АЦП)], KV=0,92 [(м/с)/(Ед.АЦП)].
Во время испытаний температура воды составила 22° С, температура воздуха 23° С,
глубины воды на мелководье 70 мм, осадка модели 60 мм, значение угла дрейфа: 0°, 30°, 60°,
90°.
Результаты испытаний приведены в таблице 7.27 и на рисунке 7.27. Фрагменты
испытаний приведены на рисунках 7.28-7.31.
Таблица 7.27 – Результаты испытания модели платформы на мелководье в чистой тихой
воде при разных углах дрейфа
Имя
Время, Скорость, Сопр-е,
Содержание записи
Замечания:
файла
с
м/с
Н
LBPZ
Градуировка
KR = 38,4[Н/(Ед.АЦП)]
002
динамометра
LBPZ
Буксировка, φ =0о
18,6
0,27
0,72
Kv = 0,92 [(м/с)/(Ед.АЦП)].
003
LBPZ
Буксировка, φ =0о
14,6
0,34
3,05
Kv = 0,92 [(м/с)/(Ед.АЦП)].
004
LBPZ
Буксировка, φ =0о
11,1
0,45
5,14
Kv = 0,92 [(м/с)/(Ед.АЦП)].
005
LBPZ
Буксировка, φ =30о
0,26
2,66
006
LBPZ
Буксировка, φ =30о
0,34
5,1
Выход на мелководье на
007
15,9с
о
LBPZ
Буксировка, φ =30
0,45
12,2
Выход на мелководье на
008
18с
о
LBPZ
Буксировка, φ =60
0,25
3,37
Выход на мелководье на
009
28,2с
о
LBPZ
Буксировка, φ =60
0,34
7,06
Выход на мелководье на
010
21,6с
о
LBPZ
Буксировка, φ =60
0,45
10,0
Выход на мелководье на
011
17,8с
о
LBPZ
Буксировка, φ =90
0,25
4,31
Выход на мелководье на
012
30,4с
о
LBPZ
Буксировка, φ =90
0,34
13,0
Выход на мелководье на
013
23,8с
о
LBPZ
Буксировка, φ =90
0,45
23,1
014
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Продолжение таблицы 7.27
Имя
Содержание записи
файла
LBPZ
Градуировка
015
динамометра
Время,
с
-
Скорость,
м/с
-
Сопр-е,
Н
-
Замечания:
KR = 38,9[Н/(Ед.АЦП)]
Примечания:
1. Запись времени в файлах в колонках «А», «В», «С» и т.д. Запись скорости в колонке «J»,
запись силы в колонке «N».
2. Отметка момента выхода на мелководье осуществлялась с целью облегчения анализа и
обработки записи силы сопротивления.
3. Изменение положения нуля шлейфа динамометра обусловлено изменением его
предварительного нагружения (изменением натяжения пружины).
Рисунок 7.27 – Буксировочное сопротивление платформы в зависимости от скорости и углов
дрейфа: 1 – 0 , 2 – 30 , 3 – 60 , 4 – 90
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.28 – Движение модели платформы на мелководье в чистой воде с курсовым углом
0 и скоростью 0,27 м/с
Рисунок 7.29 – Движение модели платформы на мелководье в чистой воде с курсовым углом
30 и скоростью 0,26 м/с
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.30 – Движение модели платформы на мелководье в чистой воде с курсовым углом
60 и скоростью 0,25 м/с
Рисунок 7.31 – Движение модели платформы на мелководье в чистой воде с курсовым углом
90 и скоростью 0,25 м/с
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
7.3.7 Буксировочные испытания модели платформы на глубокой воде без
волнения и на встречном регулярном волнении для прямого курса и курса
лагом
В опытовом бассейне были проведены испытания модели платформы на глубокой воде
без волнения и на встречном регулярном волнении. Модель испытывалась при ходе прямым
курсом (=0) и при ходе лагом (=90).
Аналогичные испытания на мелководье провести не удалось. Волна разрушалась при
выходе на мелководный участок.
Цель испытаний - определить сопротивление судна закрепленного в пилоне (без крена и
дифферента) на взволнованной поверхности.
Волны создавались волнопродуктором клавишного типа.
При испытаниях измерялись:
высота волны,
частота волны,
скорость движения модели платформы,
сопротивление модели платформы.
Буксировочные испытания проводились в опытовом бассейне НГТУ с использованием
буксировочной тележки с электроприводом малых скоростей и однокомпонентного
динамометра. Подвеска на пилоне исключала появление крена и дифферента модели.
Измеряемые
величины
(буксировочное
сопротивление
и
скорость)
преобразовались
первичными преобразователями (датчиками) в аналоговые электрические сигналы, затем с
помощью АЦП - в цифровые коды и записывались в файлы "*.xlsx" на магнитный носитель
ПЭВМ. Записям предшествовали процедуры градуировки измерительно-регистрационного
комплекса.
Для отдельных записей скорость контролировалась по времени прохождения мерного
участка длиной 5 м. Результаты опытов приведены ниже.
Значение градуировочного коэффициента скорости Kv=0,92[(м/с)/(Ед.АЦП)]. Значение
градуировочного коэффициента аппликаты взволнованной поверхности воды Kh = 5,9
[cм/(Ед.АЦП)]. Значение градуировочного коэффициента KR приведены в замечаниях таблицы.
Изменение градуировочного коэффициента KR обусловлено изменением статического
нагружения диаметра в процессе подвески модели на буксировочной тележке.
Результаты испытаний приведены в таблице 7.28 и на рисунках 7.32, 7.33. Фрагменты
испытаний приведены на рисунках 7.34, 7.35.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 7.28 – Испытания модели платформы на тихой чистой глубокой воде и на встречном
волнении при движении прямым курсом и лагом
Высота Частота
СкоИмя
Сопр-е,
Содержание записи
волны,
волны, рость,
Замечания:
файла
Н
см
с-1
м/с
LBPZ Градуировка динамометра,
KR = 45,8
060
φ =0о
[Н/(Ед.АЦП)]
LBPZ Буксировка на тихой воде,
0
0
0,16
0,29
KR = 45,8
061
φ =0о
[Н/(Ед.АЦП)]
LBPZ Буксировка на тихой воде,
0
0
0,26
0,92
KR = 45,8
062
φ =0о
[Н/(Ед.АЦП)]
LBPZ Буксировка на тихой воде,
0
0
0,35
1,36
KR = 45,8
о
063
φ =0
[Н/(Ед.АЦП)]
LBPZ Буксировка на тихой воде,
0
0
0,46
2,94
KR = 45,8
о
064
φ =0
[Н/(Ед.АЦП)]
LBPZ Буксировка на волнении с
3,0
5,4
0,16
3,8
KR = 46,6
о
065
килевой качкой, φ =0
[Н/(Ед.АЦП)]
KRA = 50,1
[Н/(Ед.АЦП)]
KRB = 35
[Н/(Ед.АЦП)]
LBPZ Буксировка на волнении без
3,0
5,4
0,16
4,1
KR = 46,6
067
килевой качки, φ=0о
[Н/(Ед.АЦП)]
KRA = 50,1
[Н/(Ед.АЦП)]
KRB = 35
[Н/(Ед.АЦП)]
LBPZ Буксировка на волнении без
3,2
5,3
0,26
6,5
KR = 46,6
068
килевой качки, φ=0о
[Н/(Ед.АЦП)]
KRA = 50,1
[Н/(Ед.АЦП)]
KRB = 35
[Н/(Ед.АЦП)]
LBPZ Буксировка на волнении без
3,2
5,3
0,33
6,1
KR = 46,6
069
килевой качки, φ=0о
[Н/(Ед.АЦП)]
KRA = 50,1
[Н/(Ед.АЦП)]
KRB = 35
[Н/(Ед.АЦП)]
LBPZ Буксировка на волнении без
3,0
5,4
0,45
6,6
KR = 46,6
о
070
килевой качки, φ=0
[Н/(Ед.АЦП)]
KRA = 50,1
[Н/(Ед.АЦП)]
KRB = 35
[Н/(Ед.АЦП)]
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Продолжение таблицы 7.28
Имя
файла
Содержание
записи
LBPZ 071
Градуировка
динамометра,
φ =0о
LBPZ 072
Градуировка
динамометра,
φ =90о
Буксировка
на тихой
глубокой
воде, φ =90о
Буксировка
на тихой
глубокой
воде, φ =90о
Буксировка
на тихой
глубокой
воде, φ =90о
Буксировка
на тихой
глубокой
воде, φ =90о
LBPZ 073
LBPZ 074
LBPZ 075
LBPZ 076
Высота
волны,
см
-
Частота
волны,
с-1
-
Скорость,
м/с
-
-
-
-
-
0
0
0,16
1,32
KR =49,5
[Н/(Ед.АЦП)]
0
0
0,26
3,65
KR =49,5
[Н/(Ед.АЦП)]
0
0
0,34
5,79
KR =49,5
[Н/(Ед.АЦП)]
0
0
0,45
10,5
KR =49,5
[Н/(Ед.АЦП)]
KR = 56,7
[Н/(Ед.АЦП)]
KRA = 60
[Н/(Ед.АЦП)]
KRB = 20
[Н/(Ед.АЦП)]
KR = 56,7
[Н/(Ед.АЦП)]
KRA = 60
[Н/(Ед.АЦП)]
KRB = 20
[Н/(Ед.АЦП)]
KR = 56,7
[Н/(Ед.АЦП)]
KRA = 60
[Н/(Ед.АЦП)]
KRB = 20
[Н/(Ед.АЦП)]
Сопр-е,
Н
-
LBPZ 077
Градуировка
динамометра,
φ =90о
-
-
-
-
LBPZ 078
Буксировка
на волнении
без бортовой
качки, φ =90о
3,0
5,4
0,16
9,2
LBPZ 079
Буксировка
на волнении
без бортовой
качки, φ =90о
3,0
5,4
0,26
9,0
Замечания:
KR = 46,6
[Н/(Ед.АЦП)]
KRA = 50,1
[Н/(Ед.АЦП)]
KRB = 35
[Н/(Ед.АЦП)]
KR = 49,5
[Н/(Ед.АЦП)]
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Продолжение таблицы 7.28
Высота
Содержание
Имя файла
волны,
записи
см
LBPZ 080 Буксировка
3,0
на
волнении
без
бортовой
качки, φ
=90о
LBPZ 081 Буксировка
3,0
на
волнении
без
бортовой
качки, φ
=90о
Частота
волны,
с-1
5,4
5,4
Ско-рость,
м/с
Сопр-е,
Н
0,34
9,6
KR = 56,7
[Н/(Ед.АЦП)]
KRA = 60
[Н/(Ед.АЦП)]
KRB = 20
[Н/(Ед.АЦП)]
0,45
11,7
KR = 56,7
[Н/(Ед.АЦП)]
KRA = 60
[Н/(Ед.АЦП)]
KRB = 20
[Н/(Ед.АЦП)]
Замечания:
Примечания:
1.Запись времени в файлах в колонках «А», «В», «С» и т.д. Запись скорости в колонке
«J» , запись силы в колонке «N», », запись волны в колонке «В».
2.Изменение положения нуля шлейфа динамометра обусловлено изменением его
предварительного нагружения (изменением натяжения пружины).
3. Значение математического ожидания силы сопротивления определялось по формуле:
R AB RА 0,5RA RВ ,
(7.15)
где RА и RВ - соответственно максимальное (больше нуля) и минимальное (меньше нуля)
усилия на динамометре при ходе на регулярном волнении.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.32 – Буксировочное сопротивление модели платформы на тихой чистой глубокой
воде: 1 – 0 , 2 – 90
Рисунок 7.33 – Буксировочное сопротивление модели платформы на чистой глубокой воде на
встречном регулярном волнении (hв=3 см, =5,4 1/с): 1 – 0 , 2 – 90
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.34 – Движение модели платформы на глубокой чистой воде на волнении высотой
3,2 см с курсовым углом 0° и скоростью 0,26 м/с
Рисунок 7.35 – Движении модели платформы на глубокой чистой воде на волнении 3,0 см с
курсовым углом 90° и скоростью 0,26 м/с
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
7.4 Пересчёт результатов испытаний на натуру
7.4.1 Пересчёт результатов испытаний в сплошном льду на глубокой воде
Испытания проводились в ледовом бассейне в обращенном движении платформы.
Различие прямого и обращенного движения в этом случае заключается в том, что часть
потока воды проходит под днище платформы, вызывая увеличение гидродинамической
составляющей сопротивления. Попадание тонких обломков разрушенного при движении
платформы льда не наблюдалось.
Увеличение гидродинамической составляющей от трения о днище учитывалось
обычным способом и вычиталось из полного сопротивления модели.
В результате испытаний получено:
скорость движения модели - vм ,
средняя толщина ледяного покрова - hм ,
сопротивление модели - R м .
Масштаб модели λ 1:150 .
Алгоритм пересчета результатов следующий.
Определяется сопротивление трения воды о днище платформы в зависимости от
скорости движения. В этом случае вычисляется число Рейнольдса по формуле (7.8):
Re
v м Lм
.
При ламинарном обтекании, что имеет место при низких скоростях, коэффициент
сопротивления трения может определяться по формуле:
C xт
1,328
Re
,
(7.33)
при турбулентном обтекании:
C xтт
0,455
.
(7.34)
Sм ,
(7.35)
lg Re 2,58
Сопротивление трения определяется:
Rтм C xт
v м2
2
где S м , м2 – площадь днища модели.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Из полного сопротивления вычитается сопротивление трения днища, найденное по
(7.35):
R лм R м Rтм
(7.36)
Полученное ледовое сопротивление пересчитывается по кубу масштаба:
R лн 3 R лм
(7.37)
Толщина льда для натуры пересчитывается по формуле (7.28):
4
hн
3 ,
hм
скорость натуры по (7.6):
vн
vм
Расчёт сопротивления трения воды о днище модели приведён в таблице 7.29. Пересчёт
среднего сопротивления от разрушения льда (с использованием рисунка 7.9) приведён в
таблице 7.30, а максимального – в таблице 7.31. Графики ледового сопротивления изображены
на рисунке 7.36.
Таблица 7.29 – Расчёт сопротивление трения воды о днище модели
№
РазмерНаименование
Величины
п/п
ность
1. Скорость модели vм
м/с
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
2.
3.
4.
Числа Рейнольдса
vL
6
Re м м м 10
ν
Коэффициент
сопротивления трения
3
С xт 1,328
10
Re
Сопротивление трения
2
м
т ρvм
Rт С х
Sм
2
Примечания
Lм=1,52 м
t=4°C=
0,242
=1,57·10-6
м2/с
-
0,048
0,097
0,145
0,194
-
6,1
4,20
3,50
3,0
2,70
Н
0,01
0,03
0,06
0,09
0,13
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Таблица 7.30 – Пересчёт результатов модельных испытаний платформы на натуру при
разрушении ледяного покрова (среднее сопротивление
№
РазмерНаименование
Величины
Примечание
п/п
ность
1.
Толщина модели
Рисунок 7.9
мм
1,0
1,5
2,0
2,5
льда, hм
2.
Толщина натурного
4
м
0,78
1,18
1,57
1,96
льда hн λ 3 hм
3.
Сопротивление
Рисунок 7.9
Н
0,85
1,35
1,90
2,5
м
модели, R
4.
Сопротивление
Таблица
трения днища
Н
0,02
0,02
0,02
0,02
7.29
модели, Rтм
5.
Сопротивление
модели,
Н
0,83
1,32
1,88
2,48
м
м
м
R1 R Rт
6.
Сопротивление
МН
2,80
4,46
6,35
8,37
н
3 м
натуры, R λ R
Таблица 7.31 – Пересчёт результатов модельных испытаний платформы на натуру
(скорость натуры 0,80 – 0,92 м/с) при разрушении ледяного покрова (максимальное
сопротивление)
№
РазмерНаименование
Величины
Примечание
п/п
ность
1.
Толщина модели
Рисунок 7.9
мм
1,0
1,5
2,0
2,5
льда, hм
2.
Толщина натурного
4
м
0,78
1,18
1,57
1,96
льда hн λ 3 hм
3.
Сопротивление
Рисунок 7.9
Н
1,1
1,95
2,85
3,5
модели, Rм
4.
Сопротивление
Таблица
трения днища
Н
0,02
0,02
0,02
0,02
7.29
м
модели, Rт
5.
Сопротивление
модели,
Н
1,08
1,93
2,83
3,48
м
м
м
R1 R Rт
6.
Сопротивление
МН
3,64
6,51
9,55
11,7
н
3 м
натуры, R λ R
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.36 – Среднее и максимальное сопротивление платформы в сплошном льду (при
средней скорости 0,75 – 0,8 м/с): 1 – среднее сопротивление, 2 – максимальное сопротивление
Испытания модели платформы в сплошном льду показали, что обломки льда
практически не попадают под днище модели. Разрушаемый моделью лед наползает на
основание платформы и обрушается под навесом надстройки.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
7.4.2 Пересчёт результатов модельных испытаний платформы в битом льду
на глубокой воде
Обломки натурного битого льда имели размеры 1,5×9,0×9,0 м, сплоченность битого льда
– 8 баллов. Испытания проводились в обращенном движении на глубокой воде.
Анализ данных модельных испытаний и видеозаписи в битом льду (рисунок 7.16) с
использованием гравитационной и динамометрической системы позволил заключить:
при использовании динамометрической и гравитационной систем буксировки в
начальный период лед начинает двигаться вместе с моделью, постепенно уклоняясь
и нагромождаясь перед носом модели. Над водой и под водой образуются большие
нагромождения обломков льда, которые приводят к возрастанию сопротивления;
при некоторой скорости 0,10 – 0,12 м/с (Fr<0,025; Frh
«динамических»
действий
платформы
и
набегающего
v
0,31 ) лед от
gh
потока
начинает
«раздвигаться» и обтекать судно. Сопротивление при этом несколько снижается, а
затем, с увеличением скорости снова возрастает. Это можно наблюдать только при
использовании динамометрической системы, когда задаваемой величиной при
испытаниях является скорость;
в рассматриваемом случае, когда скорость подвижек льда в натурных условиях
мала, (Fr<0,02) целесообразнее использовать гравитационную систему при
испытаниях, к тому же она (рисунок 7.16) по полученным величинам приближается
к максимальным динамометрической системы;
при движении на глубокой воде часть льдин проходит под днищем, что приводит к
дополнительному сопротивлению трения поры «лед – днище модели» за счет
избыточной плавучести льда. Для стационарной платформы этого явления не
возникает, поэтому дополнительную силу трения льда о корпус надо вычитать из
полного сопротивления;
подводная видеосъемка показала, что в большинстве случаев битый лед полностью
проходит под днищем (рисунок 7.37).
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.37 – Обломки льда под днищем модели (скорость 0,19 м/с)
Оценить сопротивление трения обломков льда под днищем можно следующим образом
(рисунок 7.38).
Рисунок 7.38 – Схема взаимодействия льда с днищем
Избыточная сила плавучести льдин P вычисляется:
P в л ghS ,
(7.38)
где в и л – соответственно плотности воды и льда;
h – толщина льда;
S – площадь, занимаемая льдом.
При движении льдин с малой скоростью возникает сила F трения о корпус:
F fP ,
(7.39)
где f – коэффициент трения модельного льда о корпус модели платформы.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Учитывая, что л 0,92 т/м3, в 1,0 т/м3, h 0,01 м, g 9,81 м/с2, f 0,15 и,
полагая, что битый лёд полностью облегает днище, т.е. S 1,01 м2, получим: F 1,21 Н.
При пересчете проводить разделение составляющих ледового сопротивления на
сопротивление воды и битого льда не целесообразно. Потому пересчет проводится по
следующей схеме:
при полученных результатах испытаний снимаются с графика в зависимости от
скорости vм величины сопротивления движению R м ;
толщина битого льда для натуры hн λhм ;
скорость для натуры vн λvм ;
сопротивление модели определяется так Rм Rм F , где F учитывает
сопротивление трения льдин о днище модели;
сопротивление натуры при движении в обломках льда R н λ 3 Rм .
Пересчет сопротивления при движении модели в ближних льдах приведен в таблице
7.32.
Таблица 7.32 – Пересчёт сопротивления платформы с модели на натуру при движении в
битых льдах на глубокой воде
№
Размер
Наименование
Величины
Примечания
п/п
ность
1.
Рисунок
Скорость модели vм
м/с
0,0
0,05
0,10
0,15
7.16
м
2.
Н
1,8
2,9
3,9
5,0
Сопротивление R
3.
Сопротивление трения
Н
1,2
1,2
1,2
1,2
льдин о днище Fм
4.
Сопротивление
Н
0,6
1,7
2,7
3,8
R*м=[2]-[3]
5.
Скорость
натуры
м/с
0,0
0,31
0,61
1,22
vн λvм
6.
Сопротивление натуры
МН
2,02
5,73
9,11
12,8
R н λ 3 Rм
Размеры обломков составили 1,5×9,0×9,0 м, сплочённость – 8 баллов. Пересчёт производился
для испытаний с использованием гравитационной системы буксировки.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.39 – Сопротивление от подвижек битого льда размерами 1,5×9,0×9,0 м
восьмибалльной сплоченности на глубокой воде
7.4.3 Пересчёт результатов модельных испытаний платформы при
движении в битом льду на мелководье
Наблюдения за движением платформы в битом льду восьмибалльной сплоченности
показали, что на мелководье (глубина воды 70 мм, осадка 60 мм для модели) битый лед не
попадал под днище модели.
При малой скорости (Fr<0,02) сопротивление монотонно увеличивается, что связано,
скорее всего, с облипанием и торошением обломков в носовой части платформы. Толщина и
хаотичность образовавшихся перед носом обломков увеличивается и вся масса вместе с
платформой перемещается с малой скоростью. При большей скорости обломки частично
раздвигаются и обтекают платформу, несколько уменьшая сопротивление.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Пересчёт буксировочного сопротивления, когда не происходит попадания обломков
под плоское днище, можно осуществлять, не разделяя сопротивление на составляющие, по
формулам (7.11):
Rнобл λ 3 Rмобл
hн λhм
v v
м
н
Расчёт приведён в таблице 7.33, буксировочное сопротивление показано на рисунке
7.40.
Таблица 7.33 – Пересчёт результатов испытаний модели платформы в битом льду на
мелководье прямым ходом
№
РазмерНаименование
Величины
Примечания
п/п
ность
1. Скорость модели vм
м/с
0,1
0,15
0,20
0,25
0,30 Рисунок 7.18
м
2. Сопротивление R
Н
6,8
8,2
9,4
10,5
10,5
"
Скорость натуры
3.
м/с
1,22
1,84
2,45
3,06
3,67
vн λvм
4.
Сопротивление
н
3 м
натуры, R λ R
МН
23,0
27,7
31,7
35,4
35,4
Размеры натурных обломков составили 1,5×9,0×9,0, осадка платформы – 9 м, глубина
мелководья – 10,5 м, геометрический масштаб 1 : 150 .
Обтекание модели стационарной платформы потоком жидкости отличается от обтекания
движущейся платформы даже в предельном мелководье Н
Т
1,17 . Дело даже не в том, что в
последнем случае возникает сопротивление трения на днище модели, которое весьма мало и
которым можно пренебречь. Большее влияние оказывает малый запас воды под днищем и
вызванные движением модели скорости распространяются до дна. При этом возникает
пограничный слой с пограничным градиентом скоростей, соизмеримый с градиентами на
корпусе. Это может увеличить составляющую сопротивления вязкостной природы. Однако,
проблемы связанные с моделированием составляющих на мелководье изучены еще
недостаточно.
Поэтому
с
ошибкой
в
безопасную
сторону
учитывать
гидродинамическую
дополнительную составляющую от мелководья не будем. Поскольку обломки льда при
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
выбранном запасе воды под днищем не попадают под днище, то их влияние при обтекании
днища также не учитываем.
Рисунок 7.40 – Буксировочное сопротивление платформы в битом льду толщиной 1,5 м
7.4.4 Пересчёт результатов буксировочных испытаний модели платформы
на натуру на тихой глубокой и мелкой воде
Приведены результаты пересчета буксировочного сопротивления, полученные при
испытаниях модели платформы на тихой чистой глубокой воде и на мелководье.
Известна скорость модели vм и сопротивление модели Rм . Определяется коэффициент
сопротивления модели:
м
Сх
2 Rм
,
ρvм2 S м
где 1,0 т/м3 – плотность воды при испытаниях;
S м 1,2 м2 – смоченная поверхность модели.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Определяются числа Рейнольдса модели по (7.8):
Re м
v м Lм
,
м
где Lм 1,52 м – длина модели;
– кинематический коэффициент вязкости, определяется в зависимости от температуры воды
при испытаниях.
Определяется коэффициент сопротивления трения модели по формуле (7.33):
C xт
1,328
.
Re
Определяется коэффициент остаточного сопротивления:
C x0 C xм C xмт
(7.40)
При моделировании по Фруду коэффициенты остаточного сопротивления модели и натуры
одинаковы.
Определяется скорость натуры по (7.6):
vн v м ,
где 1 : 150 – линейный масштаб при испытаниях.
Числа Рейнольдса для натуры определяются также по (7.8):
Re н
где
v н Lн
н
t 4C
,
1,57 106 м2/с – коэффициент кинематической вязкости.
Коэффициент сопротивления трения натуры определяется для турбулентного обтекания
по (7.34):
C xтт
0,455
lg Re 2,58
.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Вводится надбавка на шероховатость поверхности:
C xтш 0,6 10 3 .
Определяется коэффициент сопротивления натуры:
C xн C x0 C xнт C xш
(7.41)
После чего определяется сопротивление натуры:
Rн C xн
н v н2
2
Sн ,
где н 1,025 т/м3 – плотность морской воды.
Пересчёт результатов модельных испытаний приведён в таблицах 7.34 и 7.35. График
буксировочного сопротивления R f v построен на рисунке 7.41.
Осадка платформы составила 9,0 м в натуре, геометрический масштаб модели 1:150.
Таблица 7.34 – Пересчёт буксировочного сопротивления платформы при движении на
глубокой чистой воде
№
п/
п
Наименование
1
Скорость модели vм
2
Сопротивление модели, Rм
3
Коэффициент
сопротивления модели
С хм
Размерность
2 Rм
ρvм2 S м
Примечания
Величины
м/с
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
Н
0,075
0,18
0,32
0,54
0,92
1,07
1,39
-
0,05
0,024
0,023
0,022
0,024
0,020
0,019
Числа Рейнольдса модели
4
Re м
vм Lм
10 6
ν
-
0,076
0,152
0,228
0,304
0,380
0,456
0,532
-
4,8
3,4
2,8
2,4
2,2
2,2
1,80
-
0,045
0,020
0,020
0,020
0,020
0,018
0,017
м/с
0,61
1,22
1,84
2,45
3,06
3,68
4,29
Рис. 7.25,
7.32
Рис. 7.25,
7.32
Sм=1,2 м
м=110-6
м2/с
Коэффициент
сопротивления трения
5
6
7
С xмт 1,328
Re м
10 3
Коэффициент остаточного
сопротивления
С хо [3] [5]
Скорость натуры
vн vм
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Продолжение таблицы 7.34
Числа Рейнольдса натуры
Re н
8
vн Lн
н
10 8
Коэффициент
сопротивления трения
натуры
9
С 0,455
н
xт
(lg Re н
-
0,88
1,77
2,67
3,55
4,44
5,34
6,22
-
2,12
1,97
1,86
1,80
1,70
1,70
1,67
-
0,60
0,60
0,60
0,60
0,60
0,60
0,60
-
0,048
0,022
0,022
0,022
0,022
0,021
0,020
) 2,58 10 3
10
Надбавка на
шероховатость
11
Коэффициент
сопротивления натуры
Сxнш 103
Схн [6] [9] [10]
Сопротивление натуры
12
н
Rн = С х
м=
=1,5710-6
м2/с
ρv
Sн
2
2
н
мН
0,25
0,45
1,03
2,08
2,85
3,93
5,09
=1,025
т/м3
Sн=1,2 2
=27103 м2
Таблица 7.35 – Пересчёт буксировочного сопротивления платформы при движении на
глубокой тихой воде
№
п/п
1
2
3
Размерность
Наименование
Скорость модели vм
м
Сопротивление модели, R
Коэффициент
сопротивления модели
С хм
2 Rм
ρvм2 S м
Величины
м/с
0,05
0,10
0,15
0,20
0,27
0,34
Н
0,20
0,40
0,60
0,80
1,30
2,0
-
0,13
0,067
0,044
0,033
0,030
0,028
Числа Рейнольдса модели
4
Re м
vм Lм
10 6
ν
-
0,076
0,152
0,228
0,304
0,410
0,517
-
4,80
3,40
2,80
2,20
2,10
1,80
-
0,12
0,064
0,041
0,031
0,028
0,026
м/с
0,61
1,22
1,84
2,45
3,31
4,16
Примечания
Рис.7.27
"
Sм=1,2 м
м=110-6
м2/с
Коэффициент
сопротивления трения
5
6
7
С xмт 1,328
Re м
10 3
Коэффициент остаточного
сопротивления
С хо [3] [5]
Скорость натуры
vн vм
Числа Рейнольдса натуры
8
Re н
vн Lн
н
10 8
-
0,88
1,77
2,67
3,56
4,81
6,04
м=
=1,5710-6
м2/с
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Продолжение таблицы 7.35
9
Коэффициент
сопротивления трения
натуры
С 0,455
н
xт
(lg Re н
-
2,12
1,97
1,86
1,80
1,70
1,70
-
0,6
0,6
0,6
0,6
0,6
0,6
-
0,12
0,066
0,043
0,033
0,030
0,028
) 2,58 10 3
10
Надбавка на
шероховатость
11
Коэффициент
сопротивления натуры
С xнш 103
Схн [6] [9] [10]
Сопротивление натуры
12
н
Rн = С х
ρv
Sн
2
2
н
мН
0,62
1,36
2,01
2,73
4,57
6,70
=1,025
т/м3
Sн=1,2 2
=27103 м2
Рисунок 7.41 – Буксировочные кривые платформы на тихой воде: 1 – глубокая вода, 2 –
мелководье
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
7.4.5 Пересчёт результатов буксировочных испытаний модели платформы
на тихой глубокой воде и на встречном регулярном волнении
Испытания проводились для двух случаев движения модели – прямым ходом (угол
дрейфа 0 0 ) и лагом (угол дрейфа 90 0 ).
Метод пересчета результатов модельных испытаний на натуру не отличается от
приведенного в разделе 7.4.4.
Пересчет высот волн - hн hм ;
Пересчет частоты волны σ н
Линейный масштаб λ 1 : 150
σм
λ
;
Пересчет приведен в таблицах 7.36 - 7.38.
Результаты пересчета показаны на рисунках 7.42 и 7.43.
Пересчет результатов модельных испытаний платформы на глубокой чистой спокойной
воде при ходе лагом приведен в таблице 7.36.
Таблица 7.36 – Пересчёт результатов модельных испытаний платформы на глубокой
чистой спокойной воде при ходе лагом 90 0
№
п/
п
1
2
3
Размерность
Наименование
Скорость модели vм
Сопротивление модели, Rм
Коэффициент
сопротивления модели
С хм
2 Rм
ρvм2 S м
Величины
Примечания
м/с
Н
0,10
0,40
0,15
1,20
0,20
2,20
0,25
3,60
0,30
4,5
-
0,067
0,088
0,092
0,096
0,083
-
0,067
0,100
0,134
0,168
0,201
-
5,1
4,2
3,6
3,2
3,0
-
0,056
0,084
0,088
0,093
0,080
м/с
1,22
1,84
2,45
3,06
3,67
Числа Рейнольдса модели
4
5
6
7
v L
Re м м м 10 6
ν
Коэффициент
сопротивления трения
модели
С xмт 1,328
Re м
Рисунок 7.32
Рисунок 7.32
Lм=0,67 м.
м=
=1,0·10-6м2/с
10 3
Коэффициент остаточного
сопротивления
С хо [3] [5]
Скорость натуры
vн vм
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Продолжение таблицы 7.36
Числа Рейнольдса натуры
8
9
vL
Re м н н 10 8
νн
Коэффициент
сопротивления трения
натуры
С
н
xт
0,455
(lg Re н
10
11
Коэффициент
сопротивления натуры
С
10
0,78
1,17
1,56
1,95
2,34
-
2,2
2,1
2,0
1,9
1,8
-
0,6
-
0,0588
3
С [6] [9] [10]
н
х
МН
1,22
0,6
0,6
0,6
0,6
0,087
0,091
0,096
0,082
4,07
7,56
12,4
15,3
Сопротивление натуры
12
н
Rн = С х
t=4°C=
=1,57·10-6
м2/с
) 2,58 10 3
Надбавка на
шероховатость
н
xш
-
ρvн2
Sн
2
ρ н 1,025
т/м3
Таблица 7.37 – Пересчёт результатов модельных испытаний платформы на глубокой
воде при ходе прямым курсом 0 0 на встречном регулярном волнении (высота волны – 4,54,8 м, частота волны – 0,43-0,44 с-1)
№
п/п
1
2
3
Наименование
Скорость модели vм
Сопротивление модели, Rм
Коэффициент
сопротивления модели
С хм
2 Rм
ρvм2 S м
Размерн
ость
м/с
Н
0,10
3,2
0,15
3,9
0,20
5,3
0,25
6,3
-
0,533
0,289
0,221
0,168
-
0,152
0,228
0,304
0,380
-
3,4
2,8
2,4
2,2
-
0,530
0,286
0,219
0,166
м/с
1,22
1,84
2,45
3,06
Величины
Примечания
Числа Рейнольдса модели
4
5
v L
Re м м м 10 6
ν
Коэффициент
сопротивления трения
модели
С
6
7
м
xт
1,328
Re м
10
Рисунок 7.33
Рисунок 7.33
Lм=1,52 м.
м=
=1,0·10-6м2/с
3
Коэффициент остаточного
сопротивления
С хо [3] [5]
Скорость натуры
vн vм
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Продолжение таблицы 7.37
Числа Рейнольдса натуры
Re м
8
vн Lн
10 8
νн
Коэффициент
сопротивления трения
натуры
9
С
н
xт
0,455
(lg Re н
-
1,77
2,67
3,56
4,44
-
2,0
1,9
1,8
1,7
-
0,6
-
МН
) 2,58 10 3
Надбавка на шероховатость
10
Сxнш 103
Коэффициент
сопротивления натуры
11
С [6] [9] [10]
н
х
0,6
0,6
0,6
0,532
0,288
0,220
0,168
10,9
13,5
18,3
21,8
Сопротивление натуры
ρvн2
R =С
Sн
2
12
н
х
н
Таблица 7.38 – Пересчёт результатов модельных испытаний платформы на чистой воде
на регулярном встречном волнении при движении лагом 90 0
№
п/
п
1
2
3
Размерн
ость
Наименование
Скорость модели vм
Сопротивление модели, Rм
Коэффициент
сопротивления модели
С хм
Величины
Примечания
м/с
Н
0,10
7,2
0,15
8,0
0,20
8,6
0,25
9,0
0,30
9,3
-
1,18
0,592
0,358
0,240
0,172
2 Rм
ρvм2 S м
Числа Рейнольдса модели
4
5
Re м
7
-
0,067
0,100
0,134
0,168
0,201
-
5,1
4,2
3,6
3,2
3,0
-
1,13
0,590
0,354
0,237
0,169
м/с
1,22
1,84
2,45
3,06
3,67
-
0,78
1,17
1,56
1,95
2,34
Коэффициент
сопротивления трения
модели
С
6
vм Lм
10 6
ν
м
xт
1,328
Re м
10
Рисунок 7.33
Рисунок 7.33
Lм=0,67 м
м=
=1,0·10-6м2/с
3
Коэффициент остаточного
сопротивления
С хо [3] [5]
Скорость натуры
vн vм
Числа Рейнольдса натуры
8
Re м
vн Lн
10 8
νн
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Продолжение таблицы 7.38
9
Коэффициент
сопротивления трения
натуры
С
н
xт
0,455
(lg Re н
-
2,2
2,1
2,0
1,9
1,8
-
0,6
0,6
0,6
0,6
0,6
-
1,13
0,590
0,356
0,240
0,172
МН
23,3
24,6
29,6
31,1
32,1
) 2,58 10 3
Надбавка на шероховатость
10
11
Сxнш 103
Коэффициент
сопротивления натуры
С [6] [9] [10]
н
х
Сопротивление натуры
12
ρvн2
R =С
Sн
2
н
н
х
ρ н 1,025
т/м3
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.42 – Буксировочное сопротивление платформы на тихой глубокой воде при ходе: 1
– прямым курсом, 2 – лагом
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.43 – Буксировочная кривая платформы при ходе на глубокой воде при встречном
регулярном волнении: 1 – ход прямым курсом, 2 – движение лагом
(Высота волны – 4,4 4,5 м; частота волны - 0,43 0,44 с-1)
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
7.4.6 Пересчёт результатов буксировочных испытаний модели платформы
на тихой чистой воде на мелководье при разных углах дрейфа
Испытания проводились при движении модели платформы на мелкой воде (глубина
воды для натуры 10,5 м, осадка платформы – 9,0 м). Углы дрейфа при испытаниях 00;300;600;900.
Геометрический масштаб λ 1:150 .
Методика пересчета результатов изложена в разделе 7.4.4.
Перечень результатов испытаний приведен в таблицах 7.39-7.42. Результаты пересчета
приведены на рисунке 7.44.
При пересчете результатов длина модели и натуры, входящая в вычисления числа
Рейнольдса, мало влияющего на коэффициенты трения, принималась постоянной ( Lн 228 м)
независимо от угла дрейфа.
Таблица 7.39 – Пересчёт результатов модельных испытаний на натуру при движении в
тихой чистой воде на мелководье с углом дрейфа 0 0
№
п/п
1
2
3
Размерность
Наименование
Скорость модели vм
Примечания
м/с
0,10
0,15
0,20
0,25
0,30
Рисунок 7.27
Н
0,20
0,50
0,80
1,30
2,0
Рисунок 7.27
-
0,033
0,037
0,033
0,035
0,037
м
Сопротивление модели, R
Коэффициент
сопротивления модели
С хм
Величины
2 Rм
ρvм2 S м
Числа Рейнольдса модели
4
5
v L
Re м м м 10 6
ν
м
xт
1,328
0,228
0,304
0,380
0,456
-
3,4
2,8
2,4
2,2
2,0
Re м
10
-
0,030
0,034
0,031
0,033
0,035
м/с
1,22
1,84
2,45
3,06
3,67
-
1,77
2,67
3,56
4,44
5,33
Коэффициент остаточного
сопротивления
С хо [3] [5]
vн vм
Числа Рейнольдса натуры
8
Re м
vн Lн
н
10
Lм=1,52 м.
м=1,0·10-6м2/с
3
Скорость натуры
7
0,152
Коэффициент
сопротивления трения
модели
С
6
-
S м =1,2 м2
8
t=4°C=1,57·10-6
м2/с
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Продолжение таблицы 7.39
9
Коэффициент
сопротивления трения
натуры
С
н
xт
0,455
(lg Re н
-
2,0
1,9
1,8
1,7
1,7
) 2,58 10 3
10
Надбавка на
шероховатость
11
Коэффициент
сопротивления натуры
-
0,6
-
0,033
МН
0,68
н
С xш
103
Схн [6] [9] [10]
0,6
0,6
0,6
0,6
0,036
0,033
0,035
0,037
1,68
2,74
4,53
6,91
Сопротивление натуры
12
ρvн2
Sн
2
н
Rн = С х
ρ н 1,025 т/м3
Таблица 7.40 – Пересчёт результатов модельных испытаний на натуру при движении
модели в тихой чистой воде на мелководье с углом дрейфа 30 0
№
п/п
1
2
3
Наименование
Скорость модели vм
Сопротивление модели, Rм
Коэффициент
сопротивления модели
С хм
Размерность
м/с
Н
Величины
0,10
0,80
0,15
1,30
0,20
1,9
Примечания
0,25
2,8
0,30
4,0
-
0,133
0,096
0,079
0,075
0,074
-
0,152
0,228
0,304
0,380
0,456
-
3,4
2,8
2,4
2,2
2,0
-
0,130
0,093
0,077
0,073
0,072
м/с
1,22
1,84
2,45
3,06
3,67
-
1,77
2,67
3,56
4,44
5,33
2 Rм
ρvм2 S м
Рисунок 7.27
Рисунок 7.27
S м =1,2 м2
Числа Рейнольдса модели
4
5
6
7
Re м
vм Lм
10 6
ν
Коэффициент
сопротивления трения
модели
м
С xт
1,328
Re м
10 3
Коэффициент остаточного
сопротивления
С хо [3] [5]
Скорость натуры
vн vм
Числа Рейнольдса натуры
8
Re м
vн Lн
н
10
м=1,0·10-6м2/с
8
t=4°C=1,57·10-6
м2/с
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Продолжение таблицы 7.40
9
Коэффициент
сопротивления трения
натуры
н
С xт
0,455
) 2,58 10 3
(lg Re н
10
Надбавка на
шероховатость
11
Коэффициент
сопротивления натуры
-
2,0
1,9
1,8
1,7
1,7
-
0,6
0,6
0,6
0,6
0,6
-
0,133
0,096
0,079
0,075
0,074
МН
2,68
4,38
6,40
9,48
13,5
н
С xш
103
Схн [6] [9] [10]
Сопротивление натуры
12
ρvн2
Sн
2
н
Rн = С х
ρ н 1,025 т/м3
Таблица 7.41 – Пересчёт результатов модельных испытаний на натуру при движении в
тихой чистой воде на мелководье с углом дрейфа 60 0
№
п/п
1
2
3
Наименование
Скорость модели v м
Сопротивление модели, Rм
Коэффициент
сопротивления модели
С хм
Размерность
м/с
Н
0,10
1,10
0,15
1,80
0,20
2,70
0,25
3,75
0,30
5,30
-
0,183
0,133
0,112
0,10
0,098
-
0,152
0,228
0,304
0,380
0,456
-
3,4
2,8
2,4
2,2
2,0
-
0,180
0,130
0,110
0,098
0,096
м/с
1,22
1,84
2,45
3,06
3,67
-
1,77
2,67
3,56
4,44
5,33
2 Rм
ρvм2 S м
Величины
Примечания
Рисунок 7.27
Рисунок 7.27
Числа Рейнольдса модели
4
5
Re м
Коэффициент
сопротивления трения
модели
С
6
7
vм Lм
10 6
ν
м
xт
1,328
Re м
10
3
Коэффициент остаточного
сопротивления
С хо [3] [5]
Скорость натуры
vн vм
Числа Рейнольдса натуры
8
Re м
vн Lн
н
м=1,0·10-6м2/с
10 8
t=4°C=1,57·10-6
м2/с
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Продолжение таблицы 7.41
Коэффициент
сопротивления трения
натуры
9
С
н
xт
0,455
(lg Re н
-
2,0
1,9
1,8
1,7
1,7
-
0,6
0,6
0,6
0,6
0,6
-
0,183
0,132
0,112
0,10
0,098
МН
3,68
6,02
9,07
12,6
17,9
) 2,58 10 3
10
Надбавка на
шероховатость
11
Коэффициент
сопротивления натуры
н
С xш
103
Схн [6] [9] [10]
Сопротивление натуры
12
ρvн2
Sн
2
н
Rн = С х
ρ 1,025 т/м3
н
Таблица 7.42 – Пересчёт результатов модельных испытаний на натуру при движении в
тихой чистой воде на мелководье с углом дрейфа 90 0
№
п/п
1
2
3
Наименование
Скорость модели vм
Сопротивление модели, Rм
Коэффициент
сопротивления модели
С хм
Размерность
м/с
Н
0,10
1,60
0,15
2,70
0,20
4,0
0,25
6,0
0,30
8,7
Рисунок 7.27
Рисунок 7.27
-
0,267
0,20
0,167
0,160
0,161
S м =1,2 м2
2 Rм
ρvм2 S м
Величины
Примечания
Числа Рейнольдса модели
4
5
v L
Re м м м 10 6
ν
Коэффициент
сопротивления трения
модели
С
6
7
м
xт
1,328
Re м
10
-
0,152
0,228
0,304
0,380
0,456
-
3,4
2,8
2,4
2,2
2,0
-
0,264
0,197
0,165
0,158
0,159
м/с
1,22
1,84
2,45
3,06
3,67
-
1,77
2,67
3,56
4,44
5,33
3
Коэффициент остаточного
сопротивления
С хо [3] [5]
Скорость натуры
vн vм
Числа Рейнольдса натуры
8
Re м
vн Lн
н
Lм=1,52 м.
м=1,0·10-6м2/с
10 8
t=4°C=1,57·10-6
м2/с
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Продолжение таблицы 7.42
9
Коэффициент
сопротивления трения
натуры
С
н
xт
0,455
(lg Re н
-
2,0
1,9
1,8
1,7
1,7
-
0,6
0,6
0,6
0,6
0,6
-
0,267
0,200
0,167
0,160
0,161
МН
5,37
9,13
13,5
20,2
29,3
) 2,58 10 3
10
Надбавка на
шероховатость
11
Коэффициент
сопротивления натуры
н
С xш
103
Схн [6] [9] [10]
Сопротивление натуры
12
н
Rн = С х
ρvн2
Sн
2
ρ н 1,025 т/м3
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Рисунок 7.44 – Буксировочное сопротивление платформы на мелководье в чистой тихой воде
при различных углах дрейфа: 1 – 0 0 , 2 – 30 0 , 3 – 60 0 , 4 – 90 0
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Список литературы
1. Астафьев В. Н., Сурков Г. А., Трусков П. А. Торосы и стамухи Охотского моря.
«Прогресс-погода», Санкт-Петербург, 1997.
2. Бреббиа К., Уокер С. Динамика морских сооружений. Л //Судостроение. – 1983.
3. Ведомственные строительные нормы ВСН 41.88. Проектирование гравитационных
стационарных платформ. Миннефтепром, 1988.
4. Вершинин А. С. Воздействие льда на морские сооружения шельфа //Серия «Итоги науки
и техники. Водный транспорт». – М.: ВИНИТИ. – 1988. – Т. 13.
5. Гидрометеорологические условия шельфовой зоны СССР. Т. VI. Баренцево море. Вып.
3. Мурманск, 1984.
6. Грищенко В. Д. Морфометрические характеристики гряд торосов на льдах Арктического
бассейна //Тр. ААНИИ. – 1988. – Т. 401. – С. 46-54.
7. Громова Г. В. Анализ нормативных документов, регулирующих определение
воздействия от ледяных полей на гидротехнические сооружения / Г. В. Громова //
Территория нефтегаз. – 2013. – № 10. – С. 74-78.
8. Гусак А. А., Гусак Г. М., Бричикова Е. А. Справочник по высшей математике/АА Гусак,
ГМ Гусак, ЕА Бричикова. – Минск: ТетраСистемс, 2009.
9. Девнин С. И. Аэрогидромеханика плохообтекаемых конструкций: Справочник
//Судостроение. – 1983.
10. Жемойдо Ю. Г., Железняк С. В., Кушнир В. М. Анализ волновых воздействий на
гравитационную буровую платформу //Системы контроля окружающей среды. – 2002. –
С. 316.
11. Зуев В. А., Грамузов Е. М., Князьков В. В. Несущая способность ледяного покрова при
действии поперечной нагрузки // В сб.: Теория и прочность ледокольного корабля.
Горький, 1982. С. 5 – 13.
12. Зуев В. А. Средства продления навигации на внутренних водных путях //Л.:
Судостроение. – 1986. – Т. 207.
13. Ильина С. В. Проблемы при выборе типа морской стационарной платформы для работы
в ледовых условиях //Международная научная конференция «Технические науки в
России и за рубежом». – Издательство «Молодой ученый», Ваш полиграфический
партнер, 2011. – С. 86-91.
14. Ионов Б. П., Грамузов Е. М. Ледовая ходкость судов. – СПб. : Судостроение, 2001.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
15. Караев Р. Н. Разуваев В. Н., Портной А. С. Океанотехника и морские операции на
шельфе. – Спб.: Моринтех, 2008.
16. Карулина М. М. Исследование физических процессов взаимодействия со льдом морских
инженерных сооружений с наклонной стенкой и разработка методов прогнозирования
действующей на них глобальной ледовой нагрузки: диссертация ... кандидата
технических наук: 05.08.01 Санкт-Петербург, 1999 115 c.: 61 00-5/1457-3.
17. Ким, С. Д. Определение ледовых нагрузок на сооружения континентального шельфа по
нормам различных стран / С. Д. Ким, О. М. Финагенов, Т. Э. Уварова // Вести газовой
науки. – 2013. – № 3. – С. 97-103.
18. Князьков В. В. Экспериментальные исследования разрушения ледяного покрова // В сб.:
Вопросы проектирования судов, плавающих во льдах. Горький, 1988. С. 62 – 70.
19. Коваленко В. Р. Устойчивость гравитационных буровых платформ на мягких грунтах
//Системы контроля окружающей среды. – 2002. – С. 321.
20. Козлов
С.
А.
Инженерно-геологическая
стратификация
Западно-Арктической
нефтегазоносной провинции //Электронный научный журнал «Нефтегазовое дело»,
http://www. ogbus. ru/authors/Kozlov/Kozlov_3. pdf. Опубликовано. – 2005. – Т. 26.
21. Коржавин К. Н. Воздействие льда на инженерные сооружения. – 1962.
22. Край П. Влияние ширины конструкции на проектные ледовые нагрузки. Сб. Физика и
механика льда, под ред. П. Трюде, Москва, «Мир», 1983, стр. 165-179.
23. Кушнир В. М., Жемойдо Ю. Г., Железняк С. В. Волновые воздействия на ледостойкую
буровую платформу пирамидальной формы //Экологическая безопасность прибрежной
и шельфовой зон. – 2002. – Т. 6. – С. 188.
24. Ледяные образования морей западной Арктики: монография / под ред. Г. К. Зубакина. –
СПб.: ААНИИ, 2006. – 272 с.
25. Лопатухин Л. И. и др. Справочные данные по режиму ветра и волнения Баренцева,
Охотского и Каспийского морей //Российский морской регистр судоходства. СПб. – 2003.
26. Лосет, С. Сравнение условий окружающей среды некоторых морей северного
ледовитого океана / С. Лосет, К. Шхинек, Е. Михаленко, О. Т. Гудместад, П. Страсс, Р.
Фредеркинг, Т. Карна // Навигация и гидрография. – 1997. – № 4. – С. 39-49.
27. Ногид Л. М. Теории подобия и размерностей. – Судпромгиз, 1959.
28. Носков Б. Д., Правдивец Ю. П. Гидросооружения водных путей, портов и
континентального шельфа. – 2004.
29. Павленко В. Г. Ходкость и управляемость судов //М.: Транспорт. – 1991.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
30. Павлидис Ю. А., Никифоров С. Л., Огородов С. А., Тарасов Г. А. Печорское море:
прошлое, настоящее, будущее // Океанология, 2007, том 47, № 6, с. 927–939.
31. Папкович П. Ф. Строительная механика корабля, ч. III //Л.: Государственное
издательство судостроительной промышленности. – 1941.
32. Папкович П. Ф. Теория упругости. – Оборонгиз, 1939.
33. Первичные результаты испытаний в ледовом опытовом бассейне моделей конструкций
с наклонной стенкой. Научно - технический отчет ЦНИИ им. акад. А.Н. Крылова, вып.
38540, 1996.
34. Печорское море. Системные исследования (гидрофизика, оптика, биология, химия,
геология, экология, социоэкономические проблемы) – РАН, Ин-т океанологии им. П. П.
Ширшова; Ин-т Арктики и Антарктики; ВНИИ Океанология; под ред. Е. А. Романкевича,
А. П. Лисицина, М. Е. Виноградова. – М.: Море, 2003. – 489 с.: ил. – ISBN 5-8037-007-0.
35. Правила классификации, постройки и оборудования плавучих буровых установок (ПБУ)
и морских стационарных платформ (МСП). – Санкт-Петербург: Российский Морской
Регистр Судоходства. – 2014 г.
36. Р 31.3.07-01. Указания по расчёту нагрузок и воздействия волн, судов и льда на морские
гидротехнические сооружения.
37. Свод правил. Основания гидротехнических сооружений: СП 23.13330.2011, Мин. регион.
развития РФ, Москва, 2011.
38. Свод правил. Основания зданий и сооружений: СП 22.13330.2011, Мин. регион. развития
РФ, Москва, 2011.
39. Свод правил. Свайные фундаменты: СП 24.13330.2011, Мин. регион. развития РФ,
Москва, 2011.
40. Селин В. С., Цукерман В. А. Оценка геоэкономических условий и инновационных
возможностей освоения углеводородных месторождений арктического шельфа РФ. –
2008.
41. Симаков Г. В. и др. Морские гидротехнические сооружения на континентальном шельфе.
Л //Судостроение. – 1989. – Т. 328.
42. Симиу Э., Сканлан Р. Воздействия ветра на здания и сооружения. – 2013.
43. Смирнов А. А. Глубина обрушения волны на пологих откосах //Волновые исследования.
Москва: Госстройиздат. – 1962. – С. 177-184.
44. Смирнов А. А. Изменение высоты и длины волны на пологих откосах //Волновые
исследования. Москва: Госстройиздат. – 1962. – С. 37-60.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
45. Соколовский В. В. Статика сыпучей среды. Изд. АН СССР, М.-Л., 1942.
46. СТО Газпром 2-3.7-29-2005. Расчёт ледовых нагрузок на ледостойкую стационарную
платформу. – М., 2005.
47. Строительные нормы и правила. Нагрузки и воздействия: СНиП 2.01.07-85, 1985.
48. Строительные нормы и правила. Нагрузки и воздействия на гидротехнические
сооружения (волновые, ледовые, судов): СНиП 2.06.04-82, 1982.
49. Строительные нормы и правила. Основания гидротехнических сооружений: СНиП
2.02.02-85, 1985.
50. Терцаги К. Теория механики грунтов / Терцаги К. М.: Госстройиздат., 1961. – 507 с.
51. Трусков П. А. Исследование ледовых условий для проектирования технических средств
обустройства морских месторождений нефти и газа (на примере Охотского моря): дисс.
… д-ра техн. наук,: 05.08.02 / Трусков Павел Анатольевич. – Оха, 1995.
52. Уварова Е. В. Результаты параметрического анализа ледовых нагрузок на сооружения
арктического шельфа: диссертация ... кандидата технических наук: 05.23.07 СанктПетербург, 1999 148 c. : 61 00-5/965-0.
53. Финагенов О. М. Количественная оценка риска аварий опорной части морской
стационарной платформы при экстремальных природных воздействиях //Вести газовой
науки. – 2013. – №. 3 (14).
54. Халфин И. Ш. Воздействие волн на морские нефтегазопромысловые сооружения //М.:
Недра. – 1990.
55. Шамраев, Ю. И. Океанология / Ю. И. Шамраев., Л. А. Шишкина. – Л: Гидрометеоиздат,
1980. – 382 с.
56. Шулейкин В. В. Физика моря. – Рипол Классик, 1933.
57. Экспериментально-расчётная отработка создания морской ледостойкой стационарной
платформы с опорным основанием из дисперсно-армированного бетона. // Отчёт о
научно-исследовательской работе НГТУ им. Р. Е. Алексеева. – Н.Новгород, 2014.
58. Эпштейн Л. А. Методы теории размерностей и подобия в задачах гидромеханики судов
//Л: Судостроение. – 1970. – С. 207.
59. Юрин И. А. Генезис формирования архитектурно-конструктивного облика морских
ледостойких стационарных сооружений для освоения предельно мелководного
арктического шельфа // Offshore marintec russia. – Offshore marintec russia, 2014.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
60. Afanasyev V. P., Dolgopolov I. V., Shvashteyn Z. I. Ice pressure on separate supporting
structures in the sea. Draft Translation 346 //US Army Cold Regions Research and Engineering
Laboratory, Hanover, New Hampshire. – 1972.
61. API-RP-2N: Recommended Pratice for Planning, Designing and Constructing Structures and
Pipelines for Arctic Conditions. American Petroleum Institute, 1995, 123 p.
62. Bhat S. U. Analysis of splitting of ice floes during summer impact. Journal of Cold Regions
Science and Technology, 1998, v. 5, № 1, pp. 370-376.
63. Bhat S. U.,Choi S. K., Wierbicki T. and Karr D. G. Failure analysis of impacting ice floes.
ASME Journal of Offshore Mechanics and Arctic Engineering, 1991, v. 113, pp. 171-178.
64. Bolshev A. S. et al. Probabilistic model of ice loads on Russian Arctic offshore structures //
Proceedings of the International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering. –
American Society of Mechanical Engineers, 1997. – С. 159-164.
65. Brooks L. D. Ice resistance equations for fixed conical structures //Proceedings of the
International Symposium on Ice, Québec, Que. – 1981. – С. 91-99.
66. CAN/CSA-S471-92. General Requirements, Design Criteria, Environnment, Loads. – National
Standard of Canada, 2004.
67. Croasdale K. R. Ice structure interaction: current state of knowledge and implications for future
developments //ROA Conference. – 1997.
68. Croasdale K., Cammaert A., Metge M. A Method for the Calculation of Sheet Ice Loads on
Sloping Structures. Proc. IAHR Ice Symposium, Trondheim, Norway, 1994, pp. 874-881.
69. Chao J. C. An Analysis of Ice Rubble Shear Strength Data. Proceedings of the 3rd International
Offshore and Polar Engineering Conference, Singapore, 6-11 June, 1993, pp. 607-612.
70. Daley C. G., Riska K. Conceptual framework for an ice load model. – 2000.
71. Danys J. V., Bercha F. G. Determination of ice forces on a conical offshore structure
//Proceedings International Conference POAC. – 1975. – Т. 2.
72. Davidson K. L., Frank A. J. Wave-related fluctuations in the airflow above natural waves. –
1973.
73. Dummer B. S. A. Investigation of Ice Interactions on Drilling Rigs in Shallow Water. – 2013.
74. Edwards R. Y., Croasdale K. R. Model experiments to determine ice forces on conical
structures. – Arctec Canada, 1976.
75. Frederking R. Dynamic ice forces on an inclined structure //Physics and mechanics of ice. –
Springer Berlin Heidelberg, 1980. – С. 104-116.
76. Gürtner A. ARCTECLAB-REPORT. – 2008.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
77. Hetényi M. Beams on Elastic Foundations: theory with applications in the fields of civil and
mechanical engineering / Hetényi M. // University of Michigan Press. – Ann Arbor. – 1946.
78. Hirayama K.-L, Akamatsu, H. Experimental study of ice forces on conical structures. 1982.
79. ISO 19906:2010(E). Petroleum and Natural Gas Industries – Arctic Offshore Structures.
80. Karlsson S., Strindö P. Ice Forces on Cylindrical and Conical Columns. – 1985.
81. Kärnä T., Qu Y. Analysis of the Size Effect in Ice Crushing. – 2005.
82. Keinonen A., Nyman T. An Experimental Model-Scale Study on the Compressible, Frictional
and Cohesive Behavior of Broken Ice Mass, Proc. IAHR Ice Symposium, 1978.
83. Loset, S., Shkhinek, K., Uvarova E. Validation of Low Level Ice Forces on Coastal Structures.
Task 4.1: Evaluation of Existing Ice Force Prediction Methods. Special report for LOLEIF
project, Norwegian University of Science and Technology, Norway, 1998, 78 p.
84. Nevel D. E. Comparison between theory and measurements for ice sheet forces on conical
structures //Hydrotechnical Construction. – 1994. – Т. 28. – №. 3. – С. 169-173.
85. Palmer A. C. Fracture and its role in determining ice forces on offshore structures / A. C. Palmer,
D. J. Goodman, M. F. Ashby, A. G. Evans, J. W. Hutchinson, A. R. S. Ponter // Annals of
glaciology. – 1983. – T. 4. – C. 216-221.
86. Pearce J. C. et al. Ice Forces on Conival Structures //Offshore Technology Conference. –
Offshore Technology Conference, 1979.
87. Prodanovic A. Model tests of ice rubble strength. Proc. of the 5th International Conference
POAC, Trondheim, Norway, 1979.
88. Ralston T. D. Sea ice loads //Technical seminar on Alaskan Beaufort Sea gravel island design.
– 1979.
89. RP2A-WSD A. P. I. Recommended Practice for Planning //Designing and Constructing Fixed
Offshore Platforms–Working Stress Design, 21st Edition, American Petroleum Institute. –
2000.
90. Saeki H., Ono T., Ozaki A. Experimental study of ice forces on a cone-shaped and on inclines
pile stmctures. Proceedings of POAC International Conference, 1979, pp. 1081-1095.
91. Sanderson T. J. O. The Ice Load Question: Some Answers. 4 th State-of-the-Art Report on Ice
Forces //CRREL Special Report. – 1989. – С. 89-5.
92. Shkhinek K. N. et al. Comparison of the Russian and foreign codes and methods for global load
estimations // Proceedings of the International Conference on Offshore Mechanics and Arctic
Engineering. – American Society of Mechanical Engineers, 1994. – С. 75-75.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
93. Sodhi D. S. and Chin S. N. Indentation and splitting of freshwater ice floes. Journal of Offshore
Mechanics and Arctic Engineering, 1995, v. 117, pp. 63-69.
94. Timco G. W. Indentation and penetration of edge-loaded freshwater ice sheets in the brittle
range //Journal of Offshore Mechanics and Arctic Engineering. – 1987. – Т. 109. – №. 3. – С.
287-294.
95. Timco G. W., Sinha N. K. Experimental Results on the Bucking of Freshwater Ice Sheets. –
1988.
96. Vaudrey K.D., Wright B.D. Design Ice Crateria for the Molikpaq Offshore of Sakhalin Island
in the Piltun-Astokhskoye Field. Prepared by Vaudrey & Associates, Inc., San Luis Obispo,
California and Wright & Associates, Calgary, Alberta, December, 1995.
97. Weihrauch A., Berger J., Bartels M. Design of Self-stabilizing Ice Barier // ASME 2003 22nd
International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineering. – American Society
of Mechanical Engineers, 2003. – C. 801-807.
98. Weiss R. T., Prodanovic A., Wood K. N. Determination of Ice Rubble Shear Properties, Proc.
IAHR Ice Symposium, 1981.
99. Wessels E., Jochmann P. Model/full scale correlation of ice forces on a jacket platform in Bohai
Bay // Ocean Eng Res Cent, Memorial Univ of Newfoundlend, St. John's, (USA). – 1991. – Т.
1. – С. 198-212.
100.
Wessels E., Kato K. Ice forces on fixed and floating conical structures //Saeki H S.
Proceedings of the 9th International Symposium on Ice. Sapporo: IAHR International
Committee. – 1988. – С. 666-691.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Приложение 1
Найдём формулы, характеризующие изгиб полубесконечной балки на упругом
основании, загруженной треугольной нагрузкой (рисунок П1.1).
Рисунок П1.1 – Расчётная схема
Дифференциальное уравнение изгиба балки на упругом основании имеет вид:
EI
d 4w
kw q( x)
dx 4
(П1.1)
Общий интеграл уравнения (П1.1), если q(z) – есть целая алгебраическая функция степени не
выше третьей, записывается следующим образом:
w
q ( x)
A1e x cos x A2 e x sin x A3 ex cos x A4 ex sin x ,
k
(П1.2)
где A1 , A2 , A3 , A4 - произвольные постоянные, определяемые из граничных условий,
4
k
,
4EI
(П1.3)
a x
q ( x) q
– нагрузка на балку.
a
(П1.4)
Найдём уравнения для углов поворота балки, изгибающих моментов и
перерезывающих сил, продифференцировав три раза выражение (П1.2):
dw q( x) ( I )
x
x
e A1 A2 cos x A1 A2 sin x e A3 A4 cos x A3 A4 sin x
dx
k
( II )
d 2 w q( x)
2 x
x
(П1.5)
2 e A1 sin x A2 cos x e A3 sin x A4 cos x
2
dx
k
( III )
d 3w q( x)
3 x
3 x
2 e A1 A2 sin x A1 A2 cos x 2 e A3 A4 sin x A3 A4 cos x
3
dx
k
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Решение будем искать, разделив балку на две части, задав соответствие перемещений,
углов поворота, изгибающих моментов и перерезывающих сил для левой и правой частей
балки в точке разрыва A, как показано на рисунке П1.1.
Запишем уравнение изгиба левой части балки как выражение (2) при q( x) 0 :
w A1I e x cos x A2I e x sin x A3I ex cos x A4I ex sin x
(П1.6)
Запишем граничные условия для левой части балки ( a z ).
При x : w
dw d 2 w d 3 w
3 0.
dx dx 2
dx
(П1.7)
Таким образом, из уравнения (П1.6) очевидно, что при условии (П1.7) коэффициенты
интегрирования примут значения:
A3I A4I 0 .
(П1.8)
Тогда уравнения для перемещений, углов поворота балки, изгибающих моментов и
перерезывающих сил принимают вид:
w A1I e x cos x A2I e x sin x
dw
e x A1I A2I cos x A1I A2I sin x
dx
d 2w
2 2 e x A1I sin x A2I cos x
dx 2
d 3w
3 2 3 e x A1I A2I sin x A1I A2I cos x
dx
(П1.9)
Далее найдём эти же уравнения для правой части балки. Запишем уравнение изгиба как
выражение (П1.2) при условии (П1.4) и, соответственно, уравнения (П1.5) при условии (П1.4).
q ax
w
A1II e x cos x A2II e x sin x A3II e x cos x A4II e x sin x
k a
dw
q
e x A1II A2II cos x A1II A2II sin x e x A3II A4II cos x A3II A4II sin x
dx
ka
(П1.10)
d 2w
2 x
II
II
x
II
II
2 e A1 sin x A2 cos x e A3 sin x A4 cos x
dx 2
d 3w
3 x
II
II
II
II
3 x
II
II
II
II
3 2 e A1 A2 sin x A1 A2 cos x 2 e A3 A4 sin x A3 A4 cos x
dx
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Изм.
Запишем граничные условия для правой части балки ( 0 x a ).
Лист
При x 0 :
d 2w d 3w
3 0.
dx 2
dx
(П1.11)
№ докум.
Решая совместно уравнения для изгибающих моментов и перерезывающих сил при граничных условиях получим:
A2II A4II
II
II
II
A3 A1 2 A2
(П1.12)
Подпись
Перепишем выражения (П1.10) с учётом новых значений коэффициентов интегрирования.
Дата
q ax
w
A1II e x cos x A2II e x sin x A1II e x cos x 2 A2II e x cos x A2II e x sin x
k
a
dw
q
e x A1II A2II cos x A1II A2II sin x e x A1II 3 A2II cos x A1II A2II sin x
dx
ka
d 2w
2 2 e x A1II sin x A2II cos x e x A1II 2 A2II sin x A2II cos x
2
dx
d 3w
3 x
A1II A2II sin x A1II A2II cos x 2 3 e x A1II 3 A2II sin x A1II A2II cos x
3 2 e
dx
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
(П1.13)
Найдём выражения для оставшихся коэффициентов интегрирования. Для этого приравняем и запишем выражения в точке разрыва
( x a ) для перемещений, углов поворота балки, изгибающих моментов и перерезывающих сил для левой и правой частей балки
соответственно. Получим:
A1I e a cos a A2I e a sin a A1II e a cos a A2II e a sin a A1II e a cos a 2 A2II e a cos a A2II e a sin a
q
a
A1I A2I cos a A1I A2I sin a e a A1II A2II cos a A1II A2II sin a e a A1II 3 A2II cos a A1II A2II sin a
e
(П1.14)
ka
2 a
I
I
2 a
II
II
a
II
II
II
2 e A1 sin a A2 cos a 2 e A1 sin a A2 cos a e A1 2 A2 sin a A2 cos a
3 a
I
I
A1 A2 sin a A1I A2I cos a 2 3 e a A1II A2II sin a A1II A2II cos a 2 3 e a A1II 3 A2II sin a A1II A2II cos a
2 e
Лист
Для решения системы уравнений (П1.14) воспользуемся аппаратом символьных вычислений в
программе MathCad 15. Получим:
q
I
a
a
A1 4ak sinh a cos a e sin a 3e sin a
q
cosh a sin a sinh a cos a
A2I
2ak
q
A1II
e a cos a 3 sin a
4ak
q
II
A
e a cos a sin a
2
4ak
(П1.15)
Далее найдём координаты опасного сечения. Для этого приравняем нулю выражение
для перерезывающих сил. Для левой части балки это будет выглядеть следующим образом:
2 3 e xmax A1I A2I sin xmax A1I A2I cos x max 0
(П1.16)
Решением этого уравнения, удовлетворяющим физическим соображениям, является
выражение:
A
x max
AI AI 2 AI
2
1
2 arctan 1
I
I
A1 A2
2
I 2
2
(П1.17)
Решение для правой части балки получено не было. Тем не менее, пробные расчёты
показали, что когда формула (П1.17) даёт неверные значения ( xmax a ), координаты опасного
сечения балки принимают значения: xmax a . Более точные значения координат могут быть
получены графическим способом.
Лист
ВКР-НГТУ-26.04.02-(М14-КС-2)-11-16
Изм.
Лист
№ докум.
Подпись
Дата
Отзывы:
Авторизуйтесь, чтобы оставить отзыв