«УДК 627 А.М.Вакуленко (асп., каф. ГТС), А.С.Большев, д.т.н., проф. МОДЕЛИРОВАНИЕ РАЗРУШЕНИЯ КИЛЯ ТОРОСА ПРИ ВЗАИМОДЕЙСТВИИ С ШЕЛЬФОВЫМИ СООРУЖЕНИЯМИ В ПК PLAXIS 2D И СРАВНЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ ЧИСЛЕННОГО И АНАЛИТИЧЕСКОГО ...»

ИНЖЕНЕРНО-СТРОИТЕЛЬНЫЙ ФАКУЛЬТЕТ

СЕКЦИЯ «МОРСКОЕ И ВОДНОТРАНСПОРТНОЕ СТРОИТЕЛЬСТВО»

УДК 627

А.М.Вакуленко (асп., каф. ГТС), А.С.Большев, д.т.н., проф.

МОДЕЛИРОВАНИЕ РАЗРУШЕНИЯ КИЛЯ ТОРОСА

ПРИ ВЗАИМОДЕЙСТВИИ С ШЕЛЬФОВЫМИ СООРУЖЕНИЯМИ В ПК PLAXIS 2D

И СРАВНЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ ЧИСЛЕННОГО И АНАЛИТИЧЕСКОГО РАСЧЕТА

В последнее время Арктика стала важным местом для решения технических задач. В первую очередь это обусловлено открытием больших запасов нефти и газа, которые находятся на шельфе, характерной особенностью которого является наличие ледяного покрова. Наиболее часто встречающаяся опасность (риск), представляющая угрозу для шельфовых сооружений – это взаимодействие с ледовыми образованиями, особенно с однолетними торосами. Торосы постоянно перемещаются под действием ветра и течения и оказывают значительные нагрузки на шельфовые сооружения. Так же торосы существенно препятствуют навигации в регионах покрытых льдом, рыскают и пропахивают морское дно на мелководье, что в свою очередь ведет к существенным затратам при проектировании шельфовых сооружений. Торос принято разделять на три части: парус, консолидированный слой и киль тороса. Существующие методы расчета сил от воздействия льда на сооружение в основном представляют собой эмпирические и полуэмпирические формулы. Эти методы расчета обладают рядом недостатков, когда сооружения подвергаются атипичным или нехарактерным ледовым условиям, либо когда внедряют конструкции новой формы.

Необходимо отметить, что во всех существующих российских и зарубежных нормативных документах отсутствуют методы расчета нагрузки при взаимодействии киля тороса с наклонными сооружениями.

Цель настоящей работы – разработка методологии численного расчета в программном комплексе PLAXIS 2D разрушающей нагрузки от воздействия киля тороса с сооружениями произвольной формы и сравнение с существующими аналитическими решениями.

По результатам наблюдений разрушение в результате сдвига является доминирующей моделью разрушения неконсолидированных или частично консолидированных обломков льда. Обломки льда представляют собой зернистый материал, состоящий из беспорядочно ориентированных обломков, схожих с грунтом, поэтому для его описания используют модель Мора-Кулона с прочностью на сдвиг () [1]. Сцепление (c), угол внутреннего трения () и эффективное нормальное давление () это параметры, контролирующие прочность на сдвиг неконсолидированных или частично консолидированных слоев, согласно формуле:

c tg. (1) Использование метода конечных элементов может уменьшить часть недостатков, связанных с эмпирическими методами расчета. В частности, метод конечных элементов может быть эффективно использован для изучения влияния граничных условий, геометрии и толщины ледяного образования и других физико-механических параметров. Практическая ценность результатов численного моделирования зависит от нескольких факторов, а именно от точности континуальной модели льда и способа разрушения реальной системы ледяного образования перед сооружением.

Для верификации численного результата полученного в ПК PLAXIS 2D, нагрузки от киля тороса были рассчитаны по формулам Долгополова и др. 1975 г., Croasdale и др. 1994 г.

[1], СНиП 2.06.04-82* с изм. 2003 года [2], ISO/FDIS 19906 от 2010 г. [3], методике, которую разработал К.Н.Шхинек (СПбГПУ).

Механизм разрушения киля тороса в ПК PLAXIS 2D [4] моделируется в рамках теории сдвиговой прочности Кулона-Мора. По результатам параметрической оценки – наиболее важными параметрами при моделировании являются: свойства материала, граничные условия, геометрия киля тороса и сооружения, а так же трение между льдом и сооружением.

На основании выполненных серийных расчетов взаимодействия киля тороса с сооружениями в ПК PLAXIS 2D, рассчитаны напряженно-деформированное состояние киля тороса при взаимодействии с сооружением, определены максимальные силы от воздействия киля тороса и дано сравнение с аналитическими решениями.

В табл. 1 сопоставлены результаты расчетов при взаимодействии с вертикальными сооружениями, при различных эффективных ширинах сооружения (D) с коэффициентом трения между льдом и сооружением равным = 0,18.

Таблица Сводная таблица результатов Максимальная горизонтальная нагрузка, МН № Автор/документ D=1м D = 10 м D = 50 м D = 100 м Долгополов (1975) 1 0,276 1,104 4,784 9, 2 ISO/FDIS 19906 (2010) 0,138 0,966 4,646 9, 3 Croasdale (1994) 0,156 0,716 3,206 6, СНиП 2.06.04-82* (изм. 2003) ( = 0,18) 4 0,074 0,743 3,716 7, Шхинек ( = 0,18) 5 0,090 0,898 4,489 8, PLAXIS 2D ( = 0,18) 6 0,078 0,780 3,900 7, Согласно табл. 1, результаты численного и аналитического решения, а именно СНиП 2.06.04-82* с изменениями 2003 года, методика, которую разработал К.Н.Шхинек (СПбГПУ), хорошо корреспондируются между собой для вертикальных сооружений и являются приемлемыми для расчета.

Следует отметить, что нагрузка, полученная численным методом при взаимодействии с наклонными сооружениями, с увеличением угла наклона сооружения уменьшается, достигает намного раньше максимального значения, согласно же аналитической формуле, которую разработал К.Н.Шхинек (СПбГПУ), с увеличением угла наклона сооружения нагрузка увеличивается линейно. Такое расхождение в результатах аналитического и численного расчета указывает на недостаточную точность понимания процесса механизма разрушения на контакте киля тороса с наклонными сооружениями и требует более тщательного анализа.

В результате данной работы была разработана методология моделирования взаимодействия киля тороса с шельфовыми сооружениями произвольной формы и наклона в ПК PLAXIS 2D; получены расчетные зависимости и даны рекомендации по использованию существующих аналитических методов расчета нагрузки от киля тороса на сооружения при локальном разрушении.

ЛИТЕРАТУРА:

1. Brown T.G., El Seify M. A unified model for rubble ice load and behavior. PERD/CHC 5-119., 2005 – 12. Mode of access: ftp://ftp2.chc.nrc.ca/CRTReports/PERD/Ice_Rubble_Model_05.pdf.

2. СНиП 2.06.04-82*. Нагрузки и воздействия на гидротехнические сооружения (волновые, ледовые и от судов) с изменениями 2003 г.

3. ISO/FDIS 19906:2010(E) Petroleum and natural gas industries – Arctic offshore structures.

4. PLAXIS. 2D, V.11. Руководство пользователя.

УДК 626.

ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ВОЗМОЖНОСТЕЙ AUTOCAD ПРИ СОЗДАНИИ

ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ МОДЕЛЕЙ ПЛАВУЧИХ ОБЪЕКТОВ

ДЛЯ МОДЕЛИРОВАНИЯ ИХ ПОВЕДЕНИЯ В ПК ANCHORED STRUCTURES

В процессе истощения полезных ископаемых на суше, добыча их из океана будет иметь все большее и большее значение, так как океанское дно представляет собой колоссальную, еще почти не тронутую кладовую. Некоторые полезные ископаемые открыто лежат почти у самого берега или на сравнительно небольшой глубине. Безусловно, такие месторождения начинают разрабатывать в первую очередь, так как здесь можно использовать лишь слегка модернизированное обычное оборудование. Однако, разработка глубинных месторождений находится пока на ранней стадии и для их освоения требуются плавучие сооружения, расчт нагрузок, на которые представляет собой сложную математическую задачу, в которой требуется разбиение рассчитываемой поверхности на панельные элементы.

Для того чтобы рассчитывать нагрузки на морские сооружения нам надо решить гидродинамическую задачу и рассчитать давление на произвольный участок смоченной поверхности сооружения. Программа сеточного разбиения при сложной геометрии достаточно замысловатая и сама по себе трудомкая при изготовлении, а при покупке на рынке слишком дорогая. Поэтому возникает желание геометрическую часть моделирования сделать в стандартном комплексе, а затем оттуда взять результаты и использовать их в программном комплексе, который их считает. Одним из распространнных средств геометрического моделирования, на данный момент является Autocad.

Мы предлагаем с помощью данной программы:

создавать 3D модель объекта;

преобразовывать его поверхность в сетку;

затем извлекать информацию о принадлежности узлов к тем или иным панелям;

извлекать информацию о координатах узлов;

интегрировать в расчетное средство, например, программный комплекс Anchored Structures, полученное описание поверхности в виде совокупности панелей ограниченных узлами с известными пространственными координатами.

При создании сетки в ПК AutoCad можно варьировать е параметрами, используя такие команды как:

1. Facetergridratio;

2. Facetermaxedgelength;

3. Facetermeshtype;

4. Faceterdevnormal;

5. Faceterdevsurface и т.д.

Команда facetergridratio устанавливает соотношение размеров для делений сети с допустимым диапазоном значений от 0 до 100. Эти значения – отношение высоты к ширине для поверхности. Данная переменная используется для исключения длинных тонких поверхностей, которые возможны при преобразовании из цилиндрических объектов. При меньших значениях создаются более точные грани с лучшей формой, но при этом ухудшается производительность.

Команда facetermaxedgelength устанавливает максимальную длину кромки для объектов-сетей. С помощью команды Faceterdevsurface можно задать степень сохранения первоначальной формы тела или поверхности в преобразованном объекте сети. При меньших значениях создатся большее количество граней, более точные сети с меньшими отклонениями от поверхности объекта, но при этом ухудшается производительность.

Рис. 1. Общий вид панельной разбивки платформы в AutoCad Если нужен определнный тип создаваемой сетки, в этом может помочь команда facetermeshtype. В зависимости от выбора переменной объекты могут преобразоваться в объекты-сети оптимизированного типа с меньшим количеством граней, с четырхугольным типом граней или с треугольными гранями. Пример 3D модели объекта, преобразованного в сетку, показан на рис. 1.

После задания нужных нам параметров сетки и выполнения требуемого преобразования объектов, возникает следующий этап – извлечение необходимой нам информации. Координаты узлов можно извлечь с помощью встроенного языка Autolisp.

Причм передаваемые далее параметры содержат в себе информацию о гранях и принадлежащих им вершинах. Таким образом, задатся простейшая сеточная трехмерная модель объекта, которая может быть использована в самых разнообразных расчтных программах, в том числе и в Anchored Structures.

УДК 626.

МЕТОДЫ РАСЧЁТА СИЛ ВОЛНОВОГО ДРЕЙФА

НА СООРУЖЕНИЯ КОНТИНЕНТАЛЬНОГО ШЕЛЬФА

В настоящее время добыча природных ресурсов, таких как нефть, газ и т.д., осуществляется не только на суше, но и со дна морей и океанов на территории шельфа.

Причм в последние десятки лет происходит стремительное развитие технологий по строительству плавучих объектов для осуществления разведки, бурения и добычи полезных ископаемых. Конечно, со многими проблемами сталкиваются только тогда, когда от теории переходят к практике и, безусловно, плавучие объекты – не исключение. Вибрации, обмерзание, айсберги, воздействия от ледяных полей – часть проблем, которые пытаются решить и предсказать воздействие на сооружения, но также существуют и менее серьзные силы по порядку малости, действующие на плавучие объекты, но, тем не менее, создающие не малые проблемы для проектировщиков – это силы волнового дрейфа. Даже учитывая несущественность сил волнового дрейфа по отношению к силам первого порядка, надо иметь в виду, что они постоянны во времени в отличие от сил первого порядка. В этой связи, поскольку в горизонтальной плоскости не действуют восстанавливающие силы или моменты – воздействия от сил волнового дрейфа вызывают значительные перемещения.

Изначально расчт осредненных сил дрейфа основывался на законе сохранения количества движения в жидкости вокруг тела. Методы решения первым предложил Maruo H., а со временем его подход получил сво развитие в трудах Newman J.N. Известно и о более поздних теоретических исследованиях зарубежных авторов (Dalzell J.F., Salvesen N., Kim C.H. и т.д.), которые основывались на первоначальном подходе к решению, предложенные Maruo H., и подтвержднные результатами экспериментов. Данный подход по вычислению дрейфовых сил получил название метода дальнего поля или метод Maruo-Newman. Первоначально, идея заключалась в использовании асимптотических значений потенциалов скорости на большом удалении от тела для получения значений продольных и поперечных сил дрейфа, затем методология была развита до вычисления дрейфовых моментов рыскания.

Позднее появился и другой подход по вычислению дрейфовых сил, который был связан с распределением давления вокруг тела. Безусловно, вычисления по данной методике должны проводиться через решения пространственной задачи первого порядка. Поэтому метод был назван методом ближнего поля, разработкой которого занимались Pinkster J.A, J. van Oortmerssen и др. Гидродинамическое давление в этом методе вычислялось с учтом реальной геометрической формы объекта и его перемещений на взволнованной поверхности жидкости.

Если выполнить сравнение этих двух методов, то можно сделать вывод, что в методе Maruo-Newman при расчте дрейфовых сил в горизонтальной плоскости сходимость результатов достигается быстрее. Однако, метод ближнего поля более приемлем для получения наджных результатов по определению дрейфовых сил на высоких частотах, хоть и возникает необходимость использовать более мелкую панельную разбивку и более чувствителен к способу описания смоченной поверхности тела в местах сложных стыков и около свободной поверхности.

УДК 621.311.

ПРОБЛЕМЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ПЕРЕДВИЖНОЙ МОРСКОЙ ПЛАТФОРМЫ

ДЛЯ ВЫРАБОТКИ ЭЛЕКТРОЭНЕРГИИ ПРИ ПОМОЩИ ВЕТРОГЕНЕРАТОРОВ

В современном мире все более остро встает вопрос энергоснабжения, особенно для объектов, удаленных от цивилизации, например, таких как морские нефтедобывающие платформы. Для нашей страны это особенно актуально для северных и дальневосточных районов.

Цель настоящей работы – анализ существующих видов глубоководных оснований морских ветрогенераторов и разработка концептуальных проектов морской платформы для выработки электроэнергии при помощи ветрогенераторов.

На первом этапе работы был проведен анализ существующих оснований морских плавучих электростанций. Для этих целей в мировой практике используются основания различного типа: полупогружные, самоподъемные, основания типа SPAR или TLP [1].

Полупогружные основания обладают большой остойчивостью, особенно если основная их часть размещена под водой, вследствие чего уменьшается площадь сооружения, которая собирает нагрузку. Самоподъемные основания удобны на небольших глубинах, такие сооружения легко перемещать с одного места на другое, а также можно увеличить площадь опирания сооружения путем разнесения опор на большее расстояние. Основания типа SPAR обладают меньшей материалоемкостью, однако в условиях ледового режима данное основание не будет обладать достаточной остойчивостью. Основания типа TLP ведут себя очень нестабильно при обрыве хотя бы одной связи, в отличие от полупогружных оснований, поэтому их также нежелательно использовать для акваторий с ледовым режимом.

На втором этапе были предложены варианты конструкций платформ для использования в ледовых условиях на основе опыта северных стран, таких как Норвегия, где было спроектировано полупогружное основание WindSea. В северных и дальневосточных прибрежных акваториях России наиболее перспективными на глубоководных участках представляются конструкции, использующие погружное основание, удерживаемое комбинированной системой предварительно натянутых связей (рис. 1).

Рис. 1. МПЭС с погружным основанием и комбинированной системой натянутых связей На малых глубинах преимущества имеют самоподъемные основания, опирающиеся на грунт с помощью цилиндрических колонн с опорным башмаком (рис. 2).

Таким образом, в работе рассмотрены все существующие варианты МПЭС для выработки электроэнергии при помощи ветрогенераторов, а также разработаны концептуальные проекты конструкций для суровых условий северных и дальневосточных морей России.

1. Main(e) International Consulting LLC. Floating offshore wind Foundations: Industry consortia and projects in the United States, Europe and Japan, 2012.

УДК

РЕКОНСТРУКЦИЯ НАБЕРЕЖНОЙ САМАРСКОГО РЕЧНОГО ПОРТА

ДЛЯ ПЕРЕГРУЗКИ БОЛЬШЕГАБАРИТНЫХ И ТЯЖЕЛОВЕСНЫХ ГРУЗОВ

Участок проектируемого грузового причала расположен на стрелке рек Волги и Самары. Ниже по течению расположены города Самара, Тольятти, выше по течению город Саратов. Подход судов к Самарскому речному порту осуществляется по Саратовскому водохранилищу, расположенному на реке Волге.

Откосная набережная грузового участка Самарского речного порта первоначально предназначалась для материально-технического и продовольственного снабжения флота. В настоящее время планируется ее реконструкция под причал для перегрузки крупногабаритных грузов весом до 250 т.

Практика погрузки-выгрузки грузов, имеющих большую массу и габариты, выработала два основных способа:

– вертикальный (крановый) метод погрузки-выгрузки судов;

– горизонтальный метод, включающий перекатку груза с палубы (на палубу) судна на берег (с берега), метод «РО-РО»

Несмотря на мощное крановое оборудование в портах, все большее распространение находит горизонтальный метод погрузки-выгрузки («РО-РО»).

В диссертации [1] указывается, что в последние годы в Российской Федерации для перегрузки большегабаритных и тяжеловесных объектов горизонтальным методом применялись следующие способы:

– использование судна «Ро-флоу»;

– посадка судна на песчаную постель.

Судно типа «Ро-флоу» для перевозки крупногабаритных грузов предназначалось в основном для погрузки-выгрузки через кормовую аппарель. Тяжеловесный груз может быть заведен в трюм используя колесную технику (специальные тележки г/п по 350 т) для въезда в грузовой трюм по кормовой рампе.

Учитывая имеющуюся осадку 9,0 м, использование судна типа «Ро-флоу» на внутренних водных путях и, конкретно, в речном Самарском порту представляется практически невозможным.

Опыт проведения погрузо-разгрузочных операций с установкой на песчаную подушку выявил ряд проблем, которые были рассмотрены в диссертации [1]:

Первая проблема – выбор уровенного режима в водоеме, при котором бы обеспечивалась, как посадка баржи на песчаную постель, так снятие ее после выполнения погрузоразгрузочных операций.

Вторая проблема – выбор оптимальной площади опирания судна на песчаную постель, при которой бы обеспечивалась прочность корпуса судна.

Третья проблема – сцепление («присос») баржи с песчаной постелью в результате явления консолидации грунта постели, что вызывает задержку подъема судна баржи после откачки балласта.

Разработанный вариант реконструкции грузового участка конструктивно представляет собой заанкеренный больверк. Транспортировка тяжеловесных грузов будет осуществляться с помощью баржи типа 16800. Для перегрузки с баржи на территорию порта используется плавучий кран «Богатырь-3».

Лицевую стенку участка предполагается выполнить из стального шпунта корытного типа Ларсен-IV, погруженных до отметки +20,0 м. Отметка голов шпунтовых свай +34,9 м.

Анкеровку шпунтовой стенки предполагается выполнить посредством стальных анкерных тяг 50 мм, отметка установки тяг +33,7 м; длина – 17,3 м (расстояние между лицевой стенкой и анкерной опорой в свету – 16,9 м). Анкерную опору предполагается выполнить в виде анкерной стенки из шпунта Ларсен-IV, погруженную до отметки +28,7 м.

С внутренней стороны шпунтовой стенки по всей длине причального фронта предусмотрена горизонтальная распределительная балка – распределительный пояс из двух швеллеров № 30. На анкерной опоре распределительный пояс предполагается выполнить из двух швеллеров № 40.

Верхнее строение набережной предполагается выполнить в виде монолитного железобетонного оголовка. Размеры оголовка составляют 1,2 1,0 1,0 (высота ширина по верху ширина по низу). На оголовке монтируются отбойные устройства (резиновые цилиндры) и металлические каркасы для навески отбойных устройств.

Выполняется обратная засыпка до отметки +35,5 на всю длину причального фронта (206 м). Покрытие на участке будет выполнено из железобетонных плит покрытия с габаритами 3000 6000 240 мм. Вдоль линии кордона грузового участка по проекту будет размещено 7 швартовных тумб, рассчитанных на нагрузку 78,2 кН.

1. Кузнецов А.Ю. Безопасность транспортировки тяжеловесов на внутренних водных путях. Дис. … канд. техн. наук. СПб.: Изд-во СПбГУВК.

MODELLING OF AN INSTALLATION PROCESS FOR AN OFFSHORE STRUCTURE,

CONCERNING POSSIBLE EROSION

Gravity Base Foundations (GBF), for offshore wind energy converters, have lately been a focus of research. GBFs combine several advantages: serial production and the relatively short and easy installation process. These advantages make them worth considering as substitutes of conventional foundation systems, such as piles, in the offshore sector. GBFs are constructed onshore and afterwards transported to the intended place of installation. Taking offshore wind energy converters as example, it is vital for the structure to properly stand on the ground because any divergence from the perpendicular angle affects the operation of the plant. Whereas being vast is the nature of gravity foundations they cause considerable fluid flow during the process of their installation. An established planum prior to their installation could be destroyed by the fluid flow resulting in erosion of the submarine soil. The purpose of this work is to analyse possible erosion processes in order to recommend a maximum lowering speed for such offshore constructions.

The investigation is carried out by calculation followed by numerical simulation of the sinking process. Erosion is a complex problem which can be simulated best by using mesh-free numerical simulation such as the Smoothed Particle Hydrodynamics (SPH) method. The following is describing the lowering process of a gravity foundation and the emerging fluid flow as well as analyzing the erosion process. The numerical method of SPH and the used program GADGET-H2O is outlined and the numerical simulation is described.

The velocity of the fluid flow is dependent on the lowering speed of the structure. Due to continuity, the speed of the evading fluid is greater than the actual lowering speed, and increases as the structure approaches the underground. The lowering speed has to be lower than the critical speed of fluid flow that would course erosion at the ground.

Fig. 1: Forces on a ground particle The water flow exerts power to the particle by shear stress. As the concept of Shields and later Yalin [8] describes, the critical speed of flow is determined by the critical shear stress that is dependent from the particle's Reynolds number. Applying the diagram [8] to the problem it is possible to describe the critical shear stress and the critical speed for the lowering of the structure.

Due to continuity the lowering speed has to decline as the structure approaches the marine subsoil and the distance between the structure and the underground.

During modelling, the process is simulated by taking a generic foundation structure invented by STRABAG [7]. The original set-up is shown in figure 2. This structure has been simplified for the purpose of numerical simulation (see fig. 3). The generated SPH-Model is shown in figure 4.

Conditions, as they can be found in the German Northern Sea, have been applied in this modelling set-up. The subsoil consists of sand and slit with a mean grain size d50 ranging from 0.07mm to 0.15 mm [1]. Applying the above equations to a mean grain size of 0,11 mm the critical shear stress is calculated to 0,16 N/m. The numerical simulation is carried out by using two different lowering methods. The first is a lowering of the structure with a constant speed and in the second analysis the speed is lowered in five stages until the structure rests on the ground.

Since the expected result is a movement of soil particles, the deconstruction of subsoil, meshbased methods such as FEM are not applicable. In this case, the numerical simulation has been run by using a mesh-free method called Smoothed Particle Hydrodynamics (SPH). SPH was invented as numerical method for the modelling of astrophysical problems [2, 3]. The SPH method divides the continuum into a large number of particles which each carry the properties of the medium such as mass, density, pressure, velocity and energy. The governing equations are solved for each particle and an interpolation algorithm using a Kernel function.

To apply the SPH method in this investigation a program called GADGET-H2O is used. This code is an extended version of GADGET-2 which was originally introduced by Springel [5] as a N-Body/SPH code. It has then been modified to meet the needs of hydraulic simulation [6]. The fluid is modelled as incompressible and soil and water particles are introduced.

Erosion occurs underneath the lowered structure. The critical fluid velocity according to the equations above is coherent with the results, though the quantity of erosion is not validated. The emerging current causes the development of a rippled structure underneath the lowered body and scours at the edges of the structure, where the velocity is highest. Thus, it is necessary to consider this phenomenon and to adjust the lowering speed in order to prevent any erosion during the installation process.

The Comparison between the two different lowering methods, constant and variable speed, shows that the lowering method has influence on the extent of the erosion. Even though the simulation is stopped before the structure has reached the ground, the differences are noticeable.

Different computational resolutions have been applied. Higher resolution increases the accuracy of the results. The outcome is sufficient to validate the occurrence of erosion and to predict the location of possible scours; however the current results are not sufficient to forecast the quantity of eroded material.

The analysis of an installation process for an offshore structure, concerning possible erosion on the submarine surface, has been presented in this work. The investigation was carried out by theoretical description as well as numerical simulation using SPH method. The concluding recommendation, in order to prevent erosion, is the adjustment of the lowering speed, the reduction to a minimum, shortly before the structure reaches the subsoil.

REFERENCES:

1. Bubel J., Rudolph C., Grabe J. (2011). Stability of temporary submarine slopes. Proc. of the ASME 30th International Conference, Rotterdam, The Netherlands. OMAE2011- 2. Gingold R.A., Monaghan J.J. (1977). Smoothed particle hydrodynamics: theory and application to nonspherical stars. Monthly Notices of the Royal Astronomical Society, 181: 375-389.

3. Lucy L.B. (1977). A numerical approach to the testing of fission hypothesis. The Astronomical Journal, 82: 1013- 4. Shields A. (1936). Anwendung der hnlichkeitsmechanik und der Turbulenzforschung auf die Geschiebebewegung. Doctoral Dissertation. self-published.

5. Springel V. (2005). The cosmological simulation code GADGET-2. Monthly Notices of the Royal Astronomical Society, 364: 1015- 6. Ulrich C., Rung T. (2010). SPH-Modelling of Water/Soil-Suspension Flows. Proc. 5th international SPHERIC workshop, Manchester, UK.

7. Weber K. (2010). Gravity Foundation System for Offshore Wind. Proc. of the Hamburg Offshore Wind Conference, 5-6 May 2010, Hamburg, Germany.

8. Yalin M.S. (1977). Mechanics of Sediment Transport, 2nd Edition: Oxford, UK: Pergamen, 298 p.

УДК

СРАВНЕНИЕ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ РОССИИ И ВЕЛИКОБРИТАНИИ НА

ПРИМЕРЕ МОДЕЛИРОВАНИЯ ОГРАДИТЕЛЬНЫХ СООРУЖЕНИЙ ПОРТА ЛИЕЛУПЕ

В данной работе проведено подробное и последовательное проектирование оградительных сооружений откосного типа, исключительно по рекомендациям, указанным в нормативных документах Российской Федерации и Великобритании.

На основании имеющихся исходных метеорологических и топографических данных по порту Лиелупе, работа приводит к нормативно обоснованным моделям сооружений, которые в дальнейшем могут быть использованы для расчтов устойчивости и подвержены экономическому анализу, а главное – наглядно показывает путь определения параметров по нормативам обеих стран и указывает на особенности и недостатки соответствующей методики.

Путь расчта элементов крепления откосов и высоты защитного сооружения в обоих случаях похож:

на первом этапе выполняется расчт высоты волны в глубоководной зоне;

на втором этапе – расчт высоты волны в зоне трансформаций;

на третьем этапе выполняется расчт элементов крепления откосов и расчт высоты наката волны на сооружение и на четвртом этапе определяется высота сооружения.

При этом для определения волнового режима используется «СНиП 2.06.04-82*. Нагрузки и воздействия на гидротехнические сооружения (волновые, ледовые и от судов)» [1] и «BS 6349Maritime structures – Part 1: Code of practice for general criteria» [2]. Для расчта защитного сооружения используем «ВСП 33-03-07. Инструкция по проектированию откосных и сквозных оградительных сооружений и специальных подводных стендов» [3] и «BS 6349-7:1991. Maritime structures – Part 7: Guide to the design and construction of breakwaters» [4].

При позиционировании защитного сооружения на территории порта появляется необходимость в расчте размеров входного рейда, длины причальных сооружений и параметров подходного канала. Если понятия входного рейда и запаса свободной длины причала в обоих стандартах практически идентичны, то подход к расчту параметров морского канала различается.

Расчт глубины и ширины морского канала в [2] приведн в упрощнной форме, опираясь на практику проектирования предыдущих лет и приравнивая е к размерам расчтного судна, в тоже время, имея ссылки на ненормативную литературу. В свою очередь «РД 31.31.47-88. Нормы проектирования морских каналов» [5] предлагает подробный, длинный аналитический путь, рассматривая такие параметры как минимальный навигационный запас, волновой запас, скоростной запас, запас на крен судна, запас на заносимость, относительная ширина маневровой полосы, коэффициент по скорости судна, коэффициент по скорости ветра, коэффициент по соотношению площадей парусности надводного и подводного бортов, коэффициент по водоизмещению расчтного судна, навигационная глубина прорези канала и проектная величина углов наклона откосов канала к горизонту. В результате расчетов ширина канала по BS 6349-7:1991 [2] составила на 20% больше, а глубина – на 10% меньше, чем по РД [5].

На рис. 1 представлены разрезы оградительного сооружения, полученные при использовании норм проектирования РФ и Великобритании.

согласно нормам проектирования РФ (а) и Великобритании (б) По результатам расчтов конструкции сооружения, можно сделать выводы, что наибольшая разница появляется при расчте защитного крепления откоса. Крепление, рассчитанное по BS 6349-7:1991 [4] в 2,5 раза тяжелее, чем крепление, рассчитанное по ВСП 33-03-07 [3]. Так как расчтные волновые параметры весьма похожи, появляется необходимость в дополнительном анализе формул расчта крепления откосов – формулы Хадсона [4] и похожей формулы в ВСП 33-03-07 [2]. Также необходимо пересмотреть расчт элемента крепления тылового откоса. Тыловой откос в [2] рассчитывается по методу расчта переднего откоса с учтом волнения на внутренней акватории, что является логичным математическим продолжением расчта, однако BS 6349-7:1991 [4] такие условия не описывает и рекомендует принимать размер крепления идентичным размеру на переднем откосе, а его уменьшение производить по результатам гидравлического моделирования внутренней акватории.

1. СНиП 2.06.04-82*. Нагрузки и воздействия на гидротехнические сооружения (волновые, ледовые и от судов).

2. BS 6349-1:2000. Maritime structures – Part 1: Code of practice for general criteria.

3. ВСП 33-03-07. Инструкция по проектированию откосных и сквозных оградительных сооружений и специальных подводных стендов.

4. BS 6349-7:1991. Maritime structures – Part 7: Guide to the design and construction of breakwaters.

5. РД 31.31.47-88. Нормы проектирования морских каналов УДК 627.

СОПОСТАВЛЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ ДВУХ ОБСЛЕДОВАНИЙ ГЛУБОКОВОДНОЙ

ДОСТРОЕЧНОЙ НАБЕРЕЖНОЙ ОАО «АДМИРАЛТЕЙСКИЕ ВЕРФИ»

Глубоководная достроечная набережная на р. Неве расположена между Новой достроечной набережной и Малым Ковшом и предназначена для швартовки и достройки у не крупнотоннажных судов. Строительство глубоководной набережной велось в три очереди: к 1941 г. были построены с 1-ой по 10-ю секции (1-я очередь строительства), а в 1957 г. – секции 11-14-я (2-я очередь строительства) и секции 15-18-я (3-я очередь строительства).

Длина причальной линии 486,00 м, отметка возвышения кордона плюс 3,30 м (в Балтийской системе высот). В конструктивном отношении сооружение представляет собой набережную-стенку с высоким свайным ростверком и передним шпунтом. Лицевая стенка выполнена из стального шпунта, погруженного до отметки минус 16,6 м. Свайное основание состоит из трех рядов вертикальных свай, трех рядов наклонных сжатых свай и одного ряда наклонных растянутых свай, забитых с уклоном 3:1. Сваи железобетонные призматические сечением 4040 см, длина свай 20 и 21,5 м, шаг свай 2,0 м.

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

Секции №№ 1-10, 12-17 имеют длину около 25,0 м, секция № 11 – 45,0 м. В состав секции № входит пролтное строение через р. Пряжку с длиной пролета 10,0 м.

В соответствии с проектом набережная должна быть оборудована колесоотбойным брусом, швартовными и отбойными устройствами. Покрытие территории асфальтобетонное.

Набережная оснащена средствами снабжения связи, электроэнергии, воды, пара, воздуха, кислорода, ацетилена и воды. Технологические трубопроводы размещены над линией кордона на эстакаде с металлическими опорными стойками высотой 3,0 м и со свесом за линию кордона до 1 м. Стойки выполнены из труб 16 и швеллеров № 20, сварных коробов из уголков и швеллеров с раскосами.

Обследования гидротехнических конструкций глубоководной достроечной набережной проводились в 2003 г. [1] и в 2011 г. [2]. Цель работ – оценка технического состояния сооружения для планирования работ по ремонту и обслуживанию ГТС. Методы обследования, состав контролируемых параметров элементов сооружения и объем контроля практически не отличаются.

Перед обследованиями сооружения производилась разметка пикетов по линии кордона с шагом 5 м и территории с шагом 5 м в поперечном направлении к линии кордона.

При осмотре шпунтовой стенки контролировались возможные нарушения целостности:

сквозные отверстия в металле (технологические, коррозионные, от механических воздействий), трещины, разрывы замков. Фиксировались размеры и расположение повреждений. Инструментальные измерения остаточной толщины шпунта выполнены при помощи ультразвукового подводного прибора «Cygnus 1», обеспечивающего точность измерений до 0,1 мм. Изгиб и наклоны шпунтовой стенки определены измерением расстояния между отвесом и лицевой поверхностью шпунта.

При обследованиях были обнаружены механические повреждения шпунта:

расхождение замков и поперечное разрушение, кроме того имеются участки на которых в результате значительных разрушений бетона на нижней горизонтальной поверхности ростверка шпунтовые сваи не имеют жесткой заделки в ростверк.

Антикоррозионное покрытие на лицевой шпунтовой стенке отсутствует. По всей поверхности шпунт имеет коррозионные повреждения поверхностного и язвенного типа. На отдельных участках в переменном горизонте воды коррозия привела к образованию сквозных отверстий. Наиболее интенсивно коррозионный процесс протекает в зоне переменного уровня.

Коррозионный износ превышает допускаемое значение 25% [3]. На отдельных участках произошло нарушение герметичности стенки с образованием сквозных отверстий.

В отчете 2003 г. [1] приведены данные по коррозионному износу, полученному при измерениях в 19 створах (у швартовных тумб), в отчете 2012 г. [1] – в 62 створах. Учитывая трудности идентификации различных типов шпунта из-за его неудовлетворительного состояния, несовпадение отметок и створов измерений, провести детальное сопоставление результатов обследований 2003 и 2011 гг., с получением достоверных результатов, не представляется возможным.

На одних участках шпунтовая стенка имеет наклон в сторону территории, на других – в сторону акватории. Отклонение шпунта от вертикального положения в 2011 г. составило от 0,0 до 13,68. В отчете 2003 г. [2] максимальный зафиксированный наклон на том же участке без жесткой заделки шпунтовых свай в ростверк составлял 7,2°. На 44 из 62 створов наклон стенки превышал значение, допускаемое при погружении шпунта 1,3 [3]. Не исключено, что часть значительных наклонов шпунта возникла при строительстве набережной, часть в процессе эксплуатации.

При осмотре железобетонной кордонной стенки фиксировались трещины, сколы углов и ребер, разрушения защитного слоя, участки оголения и коррозии арматуры. Прочность бетона определялась неразрушающим методом с применением с применением стандартного молотка Шмидта (2003 г.) и измерителя времени распространения ультразвука Пульсар-1.1 (2011 г.).

Практически по всей поверхности кордонной стенки бетон имеет коррозионные повреждения, многочисленные повреждения в виде трещин, разломов, разрушений поверхностного слоя бетона с оголением и коррозией арматуры, сквозных разрушений сечения конструкции. Местами сохранились следы ранее выполненных ремонтных работ, сцепление старого бетона и ремонтного покрытия неплотное. Площадь повреждений не превышает допускаемое значение 15% [3]. В кордонной балке имеются многочисленные технологические отверстия и проломы.

Высотное положение сооружения определено методом нивелирования. Обследование дна производилось водолазами в зоне шириной 20 м от линии кордона. При этом фиксировались посторонние предметы на дне, местные размывы дна и скопления наносов, которые существенно влияют на измерение глубины. Промеры глубин выполнялись с понтона по поперечным створам, расположенным с шагом 5 м по длине набережной.

Измерения проводились электронным эхолотом с точностью измерений 0,1 м.

Физический износ сооружения за прошедший между обследованиями период несколько увеличился, и набережная требует проведения ремонта. Анализируя результаты сопоставления обследований 2003 г. и 2011 г. может сделать следующие выводы:

1. При оценке вертикальных деформаций ростверка по данным его нивелировок необходимо учитывать проведенные в период между двумя обследованиями ремонтные работы (асфальтирование территории), которые могут приводить к повышению отметок.

2. При оценке остаточной толщины шпунта существенным является строгое совпадение не только створов, но и отметок на которых проводятся измерения.

3. Для получения достоверных результатов, пригодных для сопоставления, желательно применять в обследованиях однотипные измерительные приборы.

1. Отчет об инженерной экспертизе технического состояния гидротехнических сооружений глубоководной достроечной набережной на р. Неве ФГУП «Адмиралтейские верфи». ООО «НПФ «ГТ Проект», 2003.

2. Отчет об инженерной экспертизе технического состояния гидротехнических сооружений глубоководной достроечной набережной на р. Неве ОАО «Адмиралтейские верфи». ПНИПКУ «Венчур», 2012.

3. ГОСТ Р 54523-2011. Портовые гидротехнические сооружения. Правила обследования и мониторинга технического состояния.

УДК

ПЕРСПЕКТИВЫ РАЗВИТИЯ СУДОВ-БАЛКЕРОВ

Балкерные суда для транспортирования насыпных и навалочных грузов позволяют отправлять морем большое количество однородного груза:

1) химические продукты (фосфаты, сера, удобрения и др.);

2) цемент;

3) железная руда;

4) уголь;

5) сельскохозяйственные продукты (зерно, рис, сахар, соевые продукты и др.) Так как груз однородный, то его перевалка в порту осуществляется непрерывным способом с высокой производительностью при помощи современных средств механизации (судопогрузочные и судоразгрузочные машины, грейферные краны) с применением конвейерных систем. Погрузочные механизмы всегда располагаются на причалах порта, выгрузка из судна в большинстве случаев осуществляется портовым перегрузочным оборудованием и только в редких случаях грузовыми устройствами, установленными на борту судна. Груз располагается в трюме судна, при этом палуба выполняется плоской конструкции. На палубе находятся широкие люки для доступа к трюмам. Балкерные суда различной конструкции представлены на рис. 2 и 3.

Рис. 2. Балкерное судно 30 000 DWT с Рис. 3. Балкерное судно 170 000 DWT без перегрузочным оборудованием на палубе перегрузочной механизации Дедвейт наиболее распространенных балкерных судов, иногда называемых навалочными, в зависимости от транспортируемого груза представлен в табл. 1 [1].

При квалифицированной грамотной зачистке трюмов возможно использование судов большей вместимости для сельскохозяйственных или химических продуктов. Распределение балкеров по тоннажным группам по состоянию на 2012 г., представлено в табл. 2 [3].

В настоящее время балкеры составляют 40% мирового торгового флота. Перевозки морем больших объмов навалочных грузов имеют тенденцию устойчивого роста.

В настоящее время прогнозируется, что спрос на балкерные перевозки будет увеличиваться, что во многом связано с ростом импорта железной руды и угля в Китай, угля в Индию. В последние 8 лет наблюдается устойчивый рост спроса и цены на железную руды, динамика роста стоимости которой приведена на рис. 4. Привлекательная невысокая стоимость фрахта (стоимость перевозок) обуславливает перевозку железной руды в морских судах.

По состоянию на 2012 год перевозки железной руды составляют 23% и угольной продукции 20% от перевозок всех навалочных грузов, что выводит эти грузы по перевозкам на первое и второе место соответственно. Наблюдается заметный рост спроса на зерновые грузы и сельскохозяйственную продукцию, так что их доля перевозок 10% будет только увеличиваться.

С каждым годом перевозки грузов возрастают на 10-12%, что приводит к заторам в крупных портах, что положительно сказывается на количестве заказов судостроительным верфям и развитии мирового транспортного флота. Парадоксально, но при заторах загрузка торгового флота повышается. В связи с этим с каждым годом перед верфями ставятся вс новые задачи по совершенствованию характеристик и грузоподъемности балкерных судов.

По прогнозу [4] к 2020 году дедвейт новых балкеров составит 360 000 т (при длине 340 м, ширине 64 м, осадке 23 м).

Успешное решение задачи совершенствования морских портов и их перегрузочного оборудования во многом связано с количественными и качественными изменениями в морском транспортном флоте. Понимание и знание перспектив развития и характеристик мирового торгового флота должно помочь в проектировании и строительстве портов, обеспечивающих прием современных крупнотоннажных судов с применением высокопроизводительного перегрузочного оборудования.

1. H. Ligteringen, H. Velsink Ports and terminals. – CA Delft, Netherlands: VSSD, 2012 – 276 p.

2. C.A. Thorensen Port designer’s handbook. – London: Thomas Telford Limited, 2010 – 554 p.

3. http://www.maritime-rh.com 4. http://www.lr.org УДК

ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ ЛЬДА С НАКЛОННЫМИ ГИДРОТЕХНИЧЕСКИМИ СООРУЖЕНИЯМИ

Гидротехнические сооружения с наклонными бортами часто используются в ледовитых морях. Однако методы расчета воздействия льда на них требуют совершенствования. В данной работе рассматривается предельная несущая способность (предельно допустимый изгибающий момент) ледяной балки, взаимодействующей с наклонной стенкой, с помощью программного комплекса LS-DYNA [1].

Под влиянием этих сил балка сжимается и изгибается, в результате изгиба в балке возникают напряжения сжатия и растяжения. Обычно принимается, что балка разрушается, когда растягивающие напряжения в поперечном сечении достигают предела (этот предел при растяжении существенно меньше, чем при сжатии). Однако после разрушения сжатия сжимающие напряжения продолжают сопротивляться изгибу. Определение предельного изгибающего момента и является задачей работы. Для этого изучается предельная несущая способность консольной ледяной балки. К свободному концу этой балки приложены вертикальная и горизонтальная нагрузки. Определяются распределение напряжений в балке и тот изгибающий момент, при котором балка окончательно теряет несущую способность.

На рис. 2 приводится зависимость безразмерного параметра Mп/Mу от отношения L/h. Му – момент, действующий на балку при упругой работе при достижении в крайнем волокне напряжения, равного прочности при растяжении. Мп – предельный момент, вызываемый той же предельной силой при дополнительном действии продольной нагрузки, L и h длина и толщина балки, Rc и Rf, пределы прочности льда при сжатии и растяжении соответственно.

Принято Rc/Rf = 2,7.

Каждая кривая соответствует действию той же вертикальной силы, для которой найдено Му и постоянной продольной силы Fг = (0,1; 0,2; 0,3)Rc. Видно, что L/h практически не влияет на значение безразмерного предельного момента, а значение продольной силы влияет значительно. Рис. 3 более подробно иллюстрирует влияние горизонтальной нагрузки на предельный момент. Вначале наличие этой нагрузки приводит к увеличению несущей способности, но после достижения определенного предела – уменьшается, т.к. разрушение начинается в сжатой зоне.

Рис. 4 и 5 иллюстрируют аналогичную ситуацию при взаимодействии льда с сооружениями, с бортами, сужающимися вверх и вниз.

Рис. 4. Расчетная схема для взаимодействия Как рис. 3, так и рис. 5 показывают, что принятые методики недооценивают предельный несущий момент и, следовательно, нагрузки на сооружения могут вырасти до 1,5-1,7 раз.

1. Kim, H. and Kedward, K. T. (2000) Modeling Hail Ice Impacts and Predicting Impact Damage Initiation in Composite Structures. AIAA Journal, 38.

УДК

ОПРЕДЕЛЕНИЕ НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ ЛЕДЯНОЙ БАЛКИ

Во многих практических проблемах встречается задача о предельной несущей способности ледяных балок [1]. При ее определении обычно предполагается, что после достижения растягивающими напряжениями предела прочности на растяжение (который у льда существенно меньше предела прочности при сжатии [ISO]) балка теряет свою несущую способность. Однако это не совсем точно. Особенно это существенно, если в балке кроме изгиба существует продольное сжатие. Опыт [2] показал, что если балка зажата между твердыми поверхностями, то концентрация напряжений, возникающая в сжатой зоне, приводит к образованию момента, сопротивляющегося изгибу, и повышению несущей способности балки.

Целью настоящей работы являются определение более правильно предельной несущей способности льда и верификация применяемой (сравнением с [2]) расчетной методики, основанной на программном комплексе LS-DYNA и детальное рассмотрение процесса разрушения ледяной балки.

*MAT_PLASTICITY_COMPRESSION_TENSION (MAT_124) входит в пакет LS-DYNA [3].

Исходные данные для расчета приведены в табл. 1.

Рис. 1. Сопоставление результатов расчетов и экспериментов На рис. 1 приводятся результаты сопоставления расчета и эксперимента [2]. Из рисунка следует, что как эксперимент, так и расчет имеют два максимума. Первый соответствует моменту, когда растягивающие напряжения достигают предела прочности при растяжении.

Однако далее сопротивление льда изгибу не падает, а увеличивается, поскольку в сжатой зоне продолжается деформирование материала, вначале упругое, а затем пластическое. Это происходит в каждой точке сжатой области поперечного сечения до тех пор, пока в точке среды не достигается предельная деформация, после чего несущая способность в этой точки пропадает.

На рис. 2 приводятся расчетные напряжения в срединном поперечном сечении балки в разные моменты времени. Сжимающие напряжения приняты положительными.

Рис. 2. Напряжения в разные моменты времени в поперечном сечении балки, совпадающем с положением внешней нагрузки (моделирование опыта [2]) Таким образом, показано, что результаты математического и физического моделирования хорошо совпадают, и благодаря существованию области сжатия несущая способность резко увеличивается.

1. Ashton, G.D. (1986) River and Lake Ice Engineering. Water Resources Publication, Littleton, Colorado.

2. Sodhi, D.S. (1998) Vertical penetration of floating ice sheets. Ini. J. Solid Structures Vol. 35, Nos 32-32, pp. 4275-4294.

3. Kim, H. and Kedward, K. T. (2000) Modeling Hail Ice Impacts and Predicting Impact Damage Initiation in Composite Structures. AIAA Journal, 38.

УДК

ИСПЫТАНИЕ СИСТЕМЫ ЛАЗЕРНОГО НАЗЕМНОГО 3D СКАНИРОВАНИЯ

В УСЛОВИЯХ АРКТИКИ

Большие масштабы движения ледяного покрова и ледяных полей имеют большое значение для ученых и инженеров. С большим пониманием ледовых процессов, мы способны лучше прогнозировать и оценивать как взаимодействия льда с различными объектами, так и поведения льда в течение всей полярной области. Сегодня достижения в области геологических и геодезических технологий делает возможным изучение явлений, которые были слишком большими и сложными для алгоритмов и компьютерных процессоров в прошлом.

Система наземного лазерного 3D сканирования – продукт австрийской компании RIEGL Laser Measurements Systems. Система представляет собой портативный лазерный 3D сканер, предоставляющий подробные и очень точные 3D-данные быстро и эффективно. Применение этой системы довольно широко, включая топографию, горнодобывающую промышленность, геодезию, архитектуру, археологию, мониторинг, сферу строительства и городского моделирования.

Принцип работы лазерного сканера схож с принципом работы электронного тахеометра, который, оставаясь неподвижным и посылая сигнал на специальный зеркальный отражатель, измеряет углы вертикальный относительно позиции тахеометра и горизонтальный относительно неподвижной точки (севера) и расстояние между ним и отражателем, которой вычисляется по формуле:

где с – скорость света в атмосфере Земли, t – время сигнала до отражателя и обратно. Сканер использует аналогичные принципы, но имеет возможность сканировать точки автоматически, без использования отражателя. Вместо этого, сканер регистрирует количество лазерного света возвращения из диффузного рассеяния и дисперсии от различных объектов в окрестностях, а также использует собственные оцифровки сигнала и обработки, чтобы найти много точек быстро и точно.

Испытание сканера проводились в шахтерском городе Svea, на острове Шпицберген, который предлагает уникальную возможность по изучению механики льда. Кабина расположена на полуострове и расстояние до другого берега фьорда примерно 800 м (рис. 1). Мы пытались измерить разницу уровня льда между приливом и отливом. Для уточнения результатов измерения также проводились и тахеометром с отражателем.

промежутка времени в 10:00 утром и в 14:20 после полудня. Результаты оказались следующими:

Результаты измерений, проводимые при помощи тахеометра с отражателем (рис. 2).

Рис. 2. Разница уровня поверхности фьорда между приливом и отливом Результаты измерений, проводимые при помощи сканера (рис. 3).

Рис. 3. Разница уровня поверхности фьорда между приливом и отливом Как видно из результатов, можно сделать вывод, что сканер довольно точный прибор.

Разница измерений сканером и тахеометром в среднем по фьорду составляет примерно см. Но эта разница зависит от множества факторов.

сканера мы столкнулись с одной проблемой. Сканер не регистрировал сигналы на расстоянии более 200 м от кабины (рис. 4). Сигналы, испускаемые сканером, просто рассеивались по различным направлениям.

Вывод: сканер обладает хорошей точностью, он мобилен, но плохо сканирует объекты с малой отражающей способностью.

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

ОПРЕДЕЛЕНИЕ СКОРОСТИ ТЕРМОЭРОЗИИ В УСЛОВИЯХ ВЕЧНОЙ МЕРЗЛОТЫ

Термоэрозия – разрушение оттаивающих многолетне- и сезонномерзлых горных пород под действием механической, тепловой и химической энергии водных потоков. Проблема актуальна для некоторых береговых территорий в Арктике. В связи с тем, что в последние годы некоторые прибрежные зоны не покрываются льдом в зимний период (изменение климата), активный слой разрушенной породы постоянно увеличивается. Это приводит к размыву и изменению формы береговой линии.

Скорость термоэрозии определяется по полевым измерениям, выполняемым с определенным периодом. Измерения проводятся геодезическим оборудованием и визуальным обследованием, при котором фиксируются характер и свойства размывов. Но все эти методы дают в результате ограниченное количество информации.

В данной работе описываются возможности определения характера и параметров эрозии берега с помощью лазерного сканера. Использование лазерных систем сканирования предоставляет возможности, которые не были доступны ранее, при использовании традиционных методов. Эта аппаратура представила возможность получения данных о труднодоступных объектах с высокой точностью и в сжатые сроки. Лазерная техника нашла применение в широком диапазоне геологических и инженерных изысканий, для измерения деформации мостов, для съемки электрических и энергетических сетей, для мониторинга дорожного полотна и др.

В рассматриваемой работе использовался наземный лазерный 3D сканер Riegl VZ-1000, который предоставляет возможность бесконтактного дистанционного сбора трехмерных данных с высокой скоростью, используя узкий инфракрасный луч и механизм быстрого сканирования. Механизм построчной развертки основан на быстро вращающемся многогранном, полигональном зеркале, которое обеспечивает полностью линейные, однонаправленные и параллельные линии сканирования. Прибор использует частоты от до 300 кГц, максимальная дальность съемки 1400 м. Параллельно со сканированием осуществляется фотосъемка, используя результаты которой ПО накладывает на поверхность текстуры и создает фотореалистичное изображение (рис. 1).

При сканировании с различных позиций сведение снимков может производиться различными способами. Автоматически, если известны точки стояния прибора (GPS данные, съемка тахеометром) и отсняты отражающие марки с различных позиций. В описываемых исследованиях производилась свободная съемка, без определения координат точек стояния прибора. Обработка результатов в этом случае производится вручную, на снимках поочередно выбираются совпадающие точки (минимум 4) и по ним поворачиваются снимки.

Далее приводятся первые результаты исследования – термоэрозии морского берега в арктических условиях. Целью наблюдений является определение положения бровки откоса относительно грунтовой дороги. По полученным данным со сканера строится план, на котором распределение высот показано цветами (рис. 2). Через определенное время измерения будут повторены и построен аналогичный план. При их сравнении определяется скорость эрозии и объемы размыва. По 3D видам с наложенными текстурами (см. рис. 1) определяются свойства поверхности.

Использование лазерного сканера позволяет получить достаточное количество информации в кратчайшие сроки. Исчезает необходимость дополнительного визуального обследования и описания в поле обследуемой зоны. Временные затраты на полевые работы снижаются в несколько раз, по сравнению с традиционными методами. Высокая степень автоматизации процесса съемки и обработки данных максимально снижает человеческий фактор. В совокупности с использованием GPS оборудования, достигается точность измерений 1-5 мм, в зависимости от шага позиций с которых проводятся измерения.

Минусом использования сканера в аналогичных задачах является его высокая стоимость и соответственно высокая стоимость работ.

Таким образом, для задач эрозии и различного вида деформационного мониторинга лазерный сканер является наиболее эффективным оборудованием. Так же для съемки любых труднодоступных объектов, и в тех случаях, когда необходимо построение подробных 3D моделей объектов. Для мелкомасштабных и топографических изысканий использование столь дорогостоящего оборудования неэффективно.

УДК

ESTIMATION OF FLEXURAL STRENGTH OF ICE IN FIELD

Model testing facilities are using different types of model ice materials. None of the existing model ice materials is perfect. Ice properties measured with one type of material cannot be directly compared with the others. The ice committee recognizes that, in most cases, the values measured are only indices. However, whether it is an index value or a fundamental mechanical property, the measurement procedure is to be standardized.

Model ice materials are quite weak and environment dependent. To maintain good reliable results, it is recommended to perform the property measurements in-situ in the water tank, without lifting the samples out of the natural environment, whenever possible. The timing and location of the measurements are important. The measurements are to be done as close as possible to the actual test area and test time.

All measurement procedures are to be very simple; the procedures are to be documented, and the personnel performing the measurements have to be qualified. In all measurements, equipment’s are to be calibrated in ambient temperatures. [2] The beam test is a useful method for testing the flexural strength of an ice sheet. Ultimate flexural strength, is the maximum stress that a material can withstand while being stretched or pulled before necking (tensile deformation), which is when the specimen's cross-section starts to significantly contract. It was found by Timco & Brien [1] to fit to their data by the following least square exponential fit:

Where -5С T -22,9С; Vb is the brine volume. Both salinity (S) and temperature (T) are average values.

The Barents Sea was chosen for field activity. Two types of beams where used to test the flexural strength. The design that was used the most was the cantilever beam design. For this test the ice is cut from three sides of the beam with the fourth side left uncut and in connection to the ice sheet. An increasing vertical load is the applied to the short end until it breaks at the connected end.

The other beam design is the so called Sodhi beam. This beam is like the cantilever beam except that both short ends are left uncut and connected to the ice sheet. Then a vertical load is applied at the middle of the beam until it breaks the beam in two at the point of loading.

The dimensions of the beams varied a bit but as a rule of thumb they were about 2 times the ice thickness in width and about ten times the thickness in length.

To calculate the flexural strength, the following equation is used:

To calculate the compression strength, the following equation is used:

Where – flexural strength; F – applied load; B – width of beam H – thickness of ice; L – length between loading point and crack/ Results salinity and temperature measurements, average values (by general formula for cantilever beam) Flexural strength, KPa (by G.W. Timco & S.O`Brien estimation), Flexural strength, KPa Fig. 3. Flexural strength versus the square root of the brine volume breaking force between the two for all tests on sea ice. Colored rhombus represent cantilever beams types of beams being in the order The group which was working with us on the sea ice made compression tests using compression machine. Average value of axis load on ice sample in the same area was maximum 2,22 KN. In Sodhi tests we’ve got 15KN and 22KN for two beams. Compression strength are 30,8KPa and 1109,9KPa; 1342,4KPa respectively. These results are not comparable. But the most important point is that Sodhi tests represent more realistic data to calculate the ship's load.

Nine tests where successfully done. The tests show dependency on brine volume in accordance with known theory. The Sodhi tests could take a maximum load about ten times the load off the cantilever beams. Also values for flexural strength were in the range of expected values.

REFERENCES

1. Timco G.W. & Brien S.O. Flexural strength equation for sea ice. 1993.

2. ITTC – Recommended Procedures and Guidelines: Testing and Extrapolation Methods Ice Testing Test Methods for Model Ice Properties. 2002.

УДК

ВОЗДЕЙСТВИЕ ТОРОСОВ НА ДОННЫЕ СООРУЖЕНИЯ

Объектом исследования в данной работе является воздействие тороса на защитные сооружения донного типа.

Важным элементом обустройства месторождений замерзающих морей являются подводные объекты как линейные – трубопроводы, кабели, траншеи, так и отдельно стоящие сооружения подводного заканчивания как альтернатива дорогостоящих стационарных ледостойких платформ или заглубленные в грунт системы загрузки танкеров STL.

Дрейфующие ледовые образования, обладая достаточной кинетической энергией и прочностью, при глубинах морей менее 25-30 м образуют опасные борозды в донном основании глубиной порядка до 2-2,5 м и могут вступать в контакт с подводным объектом обустройства, передавая нагрузку от действия льда, даже ниже дна борозды.

Рис. 5. Различные сценарии воздействия тороса на сооружение В зависимости от осадки тороса, положения киля относительно дна и положения верха защитного устройства возможны три сценария взаимодействия, представленные на рис 1.

При положении верха конструкции выше донного основания и при осадке киля тороса не превышающей глубину моря воздействие льда воспринимается только защитной конструкцией.

Если осадка киля превышает глубину моря, но меньше заглубления дна сооружения, следует рассматривать сложную задачу – воздействие киля на грунт и на сооружение, которое, в свою очередь взаимодействует с грунтом.

Если же глубина внедрения тороса в грунт превышает заглубление сооружения надо рассматривать, в первую очередь, пропахивание торосом дна, и как следствие возможность выворачивания всей конструкции из грунта.

Для создания защитных конструкций необходимо знать: действующую нагрузку от тороса; тип и свойства грунта; используемый материал конструкции; форму конструкции и способ е крепления.

Задачами работы являются: определение нагрузок на различные формы конструкций; и исследование способности слабых грунтов, выдержать найденную нагрузку на сооружение от тороса.

Нагрузка от тороса определялась по программе TEMPLATE, разработанной на кафедре ГТС СПбГПУ, под руководством д.ф.-м.н. К.Н.Шхинека. Результаты представлены в табл. 1.

В обоих сценариях сооружение заглублено в грунт на высоту вертикальной стенки. В первом сценарии, торос скользит по наклонной поверхности. Наиболее опасным в этом случае является отрыв подошвы фундамента и опрокидывание сооружения.

Во втором сценарии, торос воздействует на конструкцию по всей е высоте.

Воздействие через грунт не учитывалось. Наиболее опасным в этом случае является сдвиг и устойчивость сооружения.

Тип верхней конструкции Сценарий 2, воздействие на наклонную и вертикальную поверхности, hстенки = 2 м Для дальнейших расчетов была принята наименее нагруженная конструкция, второго сценария, с максимальной вертикальной нагрузкой 333,1 кН и горизонтальной 290 кН.

Расчетная точка приложения нагрузок – середина верхней наклонной части сооружения.

Площадь опирания конструкции по подошве принята 4,8 м2. Расчеты проводились в соответствии со СНиП 2.02.01-83* [1].

В данной работе приняты следующие допущения: конструкция работает как жесткое тело;

материал конструкции – сталь, ширина подошвы 0,3 м. Тип грунта – однородный пылеватый песок со следующими параметрами: взв = 1,4 т/м3, модуль деформации E = 18 МПа, угол внутреннего трения = 30°, сцепление грунта Сn = 4 кПа, пористость е = 0,65.

Определенные выше размеры отвечают условиям возможности грунта воспринимать указанные в таблице 1 нагрузки и отсутствию отрыва подошвы от грунтового основания.

Расчет напряжения по подошве проводился по формуле внецентренного сжатия.

Осадка сооружения равна 1 см. Расчет деформаций основания выполнен, применением расчетной схемы основания в виде линейно деформируемого полупространства с условным ограничением глубины сжимаемой толщи Hсж = 5,12 м.

Устойчивость конструкции обеспечена. Расчет проводился методом построения кругло-цилиндрической поверхности скольжения (метод КЦПС).

В работе рассмотрены различные сценарии воздействия тороса на сооружения различных форм. Найдены нагрузки в зависимости от формы конструкции. Расчеты, основанные на формулах механики грунтов, показали, что конструкция, в случае, если торос действует только на наклонную поверхность, обладает необходимой устойчивостью по сдвигу и приемлемой осадкой при действии тороса.

1. СНиП 2.02.01.-83*. Основания зданий и сооружений Госстрой СССР. – М.: Стройиздат., 1985.

УДК 626.

ОПРЕДЕЛЕНИЕ УСЛОВИЙ ВОЗНИКНОВЕНИЯ ВИБРАЦИЙ ГИДРОТЕХНИЧЕСКИХ

СООРУЖЕНИЙ ПОД ДЕЙСТВИЕМ ЛЕДОВЫХ НАГРУЗОК С ПОМОЩЬЮ

МОДЕЛИРОВАНИЯ НА ОСНОВЕ МЕТОДА ДИСКРЕТНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

Цель работы – определение условий возникновения вибраций в гидротехнических сооружениях, сопоставление этих условий с данными полевых наблюдений.

В качестве примеров сооружений были выбраны: гравитационная платформа Моликпак (Канада) и маяк Норстрмсгрюнд (Швеция). Они подвергались серьзному воздействию ледовых вибраций [1, 2].

Для моделирования сооружения задаются с помощью следующих параметров: масса, диаметр, жсткость, коэффициент демпфирования.

Ледовое поле задатся следующими параметрами: скорость, плотность льда, толщина льда, длина поля, пористость, нормальная и сдвиговая жсткости контактов ледовых элементов, предельное напряжение на отрыв. Для моделирования переменными параметрами являлись скорость поля и толщина льда. При взаимодействии льда с платформой Моликпак скорость менялась в диапазоне 0,03-1,00 м/с, толщина льда менялась в диапазоне 1-4 м.

Для проведения моделирования была использована программа для расчта взаимодействия ледяного образования с вертикальной стенкой, написанная Жиленковым А.Г, в которой используется метод дискретных элементов. Лд моделируется в виде массива из неразрушимых дисков со связями, сооружение – в виде системы с одной степенью свободы, которая состоит из массы и пружины. В процессе взаимодействия связи между дисками могут разрушаться, а контакты – восстанавливаться.

Известно, что вибрации массивных сооружений под действием ледовых нагрузок возникают при небольших скоростях льда. Была поставлена задача проверки выполнения этого условие в виртуальной модели взаимодействия льда и сооружения.

Коэффициент упругости пружины и собственная частота колебаний сооружения являются постоянными величинами. Собственная частота колебаний ледового поля, взаимодействующего с сооружением, зависит от его массы и коэффициента упругости.

Массу взаимодействующей части ледового поля можно найти через изменение скорости поля во время взаимодействия и через среднее усилие. Через величину полученной массы и величину перемещения льда за половину периода колебания определяется коэффициент упругости для пластины льда.

Коэффициент упругости (10109 Н/м) и масса (78106 кг) платформы Моликпак были найдены через е геометрические характеристики.

Собственная частота колебаний системы Fсист платформа-лд может быть определена по соотношению [3]:

где kсоор – коэффициент упругости сооружения, k лед – коэффициент упругости ледовой пластины, M соор – масса сооружения, M лед – масса ледовой пластины.

На основании расчтов можно сделать вывод, что вибрации возникают в диапазоне 0,2Гц при частоте собственных колебаний платформы 1,8 Гц. В указанном диапазоне частотный спектр ледовых нагрузок и реакции сооружения практически совпадает.

Рис. 1. График зависимости амплитуды изменения силы от скорости ледового поля При взаимодействии с платформой Моликпак ледовое поле изменяет свою скорость с периодом, практически не зависящим от толщины и скорости льда.

Пики максимальных нагрузок для разных толщин льда приходятся на разные диапазоны скоростей (рис.1). Для толщины льда 4 м – 0,03-0,30 м/с; для толщины льда 3 м – 0,20-0,50 м/с; для 2 м – 0,30-0,50 м/с. Для льда толщиной 1 м нагрузки от вибраций имеют схожие параметры при разных скоростях ледового поля.

Моделирование с помощью программы для расчта взаимодействия ледяного образования с вертикальной стенкой дат близкие к полевым и определнным теоретически параметрам возникновения вибраций в системе лд-сооружение.

1. Jefferies M., Krn T., Lset S. Field Data on the Magnification of Ice Loads on Vertical Structures. 19th IAHR International Symposium on Ice. July, 2. Engelbrektson A. An ice-structure interaction model based on observations in the Gulf of Bothnia. Proc.

10th Int. Conf. Port and Ocean Eng. under Arctic Cond. June, 3. Gagnon R.E. An explanation for the Molikpaq May 12, 1986 event. Cold Regions Science and Technology vol. 82 October, УДК

ОПРЕДЕЛЕНИЕ СВОЙСТВ МОДЕЛЬНОЙ СРЕДЫ В ПРОГРАММЕ РАСЧЕТА

ВИБРАЦИИ СООРУЖЕНИЙ ПРИ ДЕЙСТВИИ ЛЬДА (ОДНОМЕРНАЯ МОДЕЛЬ)

Эксплуатация шельфовых сооружений в арктических условиях сопряжена с воздействием ледовых полей на конструкции. Работы последних лет, проведенные на кафедре, показали перспективность метода дискретных элементов для изучения процесса взаимодействия льда с сооружением и определения ледовых нагрузок. Для моделирования процессов, происходящих при взаимодействии льда и сооружения, используется специально разработанная 3D численная модель для расчета вибрации сооружений шельфа при воздействии льда.

В настоящее время стоит задача максимально приблизить параметры виртуальной модели к реальному эксперименту. Для этого необходимо определить зависимости глобальных характеристик среды от микропараметров взаимодействия элементов среды.

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

В ходе исследования проводились опыты, в которых выявлялись зависимости от следующих параметров:

зависимости амплитуды колебания предельной прочности при одноосном сжатии от типа генерации поля (случайным образом или постоянного поля);

Ключ генерации равен 1;

зависимость от изменения значения предельного напряжения на отрыв на предельную прочность:

Испытания при GNLIM равном 0,025 МПа, 0,13 МПа и 0.65 МПа;

влияние сцепления на значение предельной прочности при одноосном сжатии при различных значениях предельной прочности на отрыв;

Испытания для SCEPL равного 50 Па, 5 кПа, 0,5 МПа.

В результате проведения многократных испытаний на прочность при увеличении значения предельной прочности на отрыв, параллельно с этим варьируя значение сцепления от 50 Па до 0,5 МПа, был получен набор данных, соответствующих предельной прочности, т.е. значению прочности при одноосном сжатии в момент разрушения образца. Чтобы установить более точную зависимость была проведена аппроксимация при помощи метода наименьших квадратов.

Влияние увеличения сцепления на зависимость предельной прочности образца от предельного напряжения на отрыв показано на рис. 3.

Рис. 3. Зависимость предельной прочности от предельной прочности на отрыв при различном сцеплении при одноосном сжатии Из полученных результатов делаем вывод, что предельное напряжение на отрыв сильно влияет на значение прочности при одноосном сжатии при отсутствии бокового давления.

Влияния сцепления на прочность выяснилось, что оно оказывает существенное влияние только при достаточно большом значении предельного напряжения на отрыв.

Согласно ISO 19906 Arctic Offshore Structures искомые глобальные параметры должны находиться в пределах: прочность на сжатие – 0,7-2,5 МПа, на растяжение 0,7-1,2 МПа, на срез – 0,5-1 МПа, угол внутреннего трения лежит в пределах 30-40°. Таким образом, мы видим возможность подбора таких параметров модели, при которых последняя будет удовлетворять реальной среде. На данном этапе руководствуясь найденными зависимостями можно методом подбора постепенно приблизиться к необходимым характеристикам.

УКД

НАВИГАЦИЯ В СУДОХОДНОМ КАНАЛЕ, ОБРАЗОВАННОМ ВО ЛЬДУ

При взаимодействии судна с ледовым полем образуется канал, в котором впоследствии скапливаются обломки льда. После нескольких проходов судна в канале может находиться значительное количество обломочного льда, который затем смерзается, увеличивая тем самым толщину ледового поля, с которым далее взаимодействует судно. Данная проблема является актуальной в настоящее время. До сих пор не существует метода эффективной эксплуатации канала в подобных условиях.

Основной целью данной работы является построение термодинамической модели, описывающей процесс смерзания обломочного льда. Эта модель позволяет с большей точностью определить толщину смерзшегося обломочного льда, которая играет важную роль для судоходства, а также рассмотреть всевозможные сценарии смерзания льда в судоходном канале, что в свою очередь может помочь при разработке эффективного метода эксплуатации канала.

Замерзание морской воды, заполняющей пустоты между кусками льда, является консолидированных (смерзшихся) частей льда. Процесс смерзания обломочного льда характеризует уравнение теплопроводности, описывающее распространение тепла и движение фазовой границы между водой и льдом:

В этом уравнении t – время; x, y и z – горизонтальные и вертикальная координаты; T – температура; Tf –температура замерзания морской воды; l – скрытая теплота кристаллизации;

(x) – дельта функция Дирака; – плотность; c – теплоемкость; k – теплопроводность.

Полагается, что среда описываемая уравнением (1), имеет свойства льда при T < Tf и воды при T > Tf. Это означает, что (, c, k) = (i, ci, ki) при T < Tf и (, c, k) = (w, cw, kw) при T > Tf.

Символы с индексами w и i относятся к воде и льду соответственно. Член в уравнении (1), пропорциональный дельта-функции Дирака, описывает поток скрытого тепла при кристаллизации воды или таянии льда.

В численных экспериментах значения плотности воды w и льда i, теплопроводности льда ki, скрытой теплоты кристаллизации l полагаются постоянными и равны соответственно 1020 (кг/м3); 910 (кг/м3); 2,24 (Вт/мС); 333,4 (кДж/кг). Теплоемкости морского льда и морской воды зависят от температуры и солености, и задаются следующими эмпирическими формулами:

Формула (3) выполняется при солености льда 2‰.

Эффект турбулентного перемешивания воды учитывается с помощью коэффициента турбулентной теплопроводности kwt. В численных экспериментах используется следующее значение теплопроводности морской воды подо льдом kwt = 100kwm, где kwm – молекулярная теплопроводность воды, равная 0,58 Вт/мС.

Рис. 1. Судоходный канал через 5 дней после третьего прохода судна:

Для моделирования, рассматриваемого в работе, нестационарного процесса, описываемого нелинейным уравнением теплопроводности (1), была использована программа COMSOL Multiphysics, основанная на методе конечных элементов. Для удобства была использована двумерная модель.

На рис. 1 представлен судоходный канал, забитый смерзшимися обломками льда.

Подобная ситуация характерна для случая когда прошло 5 дней после третьего прохода судна через канал, образованный в ледовом поле. В представленном на рис. 1 случае предполагается, что толщина обломков льда равна 0,5м. Их начальная температура -4С, температура морской водой равна -1,75С, температура воздуха равна -10С Температура замерзания морской воды предполагается постоянной и равной -1,8С. Из рисунка 1 следует, что толщина смерзшегося льда в канале в рассматриваемом случае варьируется от 2 до 4 м.

Меняя входные параметры модели, конфигурацию ледяных блоков можно рассмотреть множество сценариев смерзания льда в судоходном канале и разработать эффективный метод эксплуатации канала в ледовом поле. Можно делать выводы о том, с какой интенсивностью, для скольких проходов судна использовать образованный в ледовом поле канал и когда имеет смысл прорубить новый.

УДК

СОПОСТАВЛЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ РАСЧЁТОВ ОБДЕЛКИ ДЕРИВАЦИОННОГО

ТУННЕЛЯ ГЭС ПО ПРОГРАММАМ PLAXIS 3D 2011 + 3D DYNAMIC И LS-DYNA

НА СЕЙСМИЧЕСКОЕ ВОЗДЕЙСТВИЕ

Программа Plaxis 3D 2011 + 3D Dynamic [1] предназначена для комплексных расчтов напряжнно-деформированного состояния и устойчивости геотехнических объектов различного назначения методом конечных элементов в условиях пространственной задачи, в том числе позволяет оценивать их сейсмостойкость, что является предметом данных исследований.

Рис. 1. Численная модель, принятая в расчетах по прорамме Plaxis 3D:

Многоцелевая программа Ls-Dyna [2] предназначена, в основном, для решения трехмерных динамических нелинейных задач механики деформированного твердого тела. В программе реализованы высокоэффективные методы решения контактных задач.

В данной работе проводится сопоставление результатов расчтов одной задачи на базе двух указанных программ с рассмотрением вопроса моделирования железобетонных обделок деривационных туннелей с учетом контактной нелинейности.

В качестве расчтной модели выбран участок деривационного туннеля одной из гидроэлектростанций на Кавказе. Численная модель обделок при решении на базе программ Ls-Dyna и Plaxis приведена на рис. 1. В расчетах по программе Plaxis обделка моделировалась оболочкой, а в расчетах по программе Ls-Dyna – пространственными элементами.

При решении задачи были приняты следующие данные:

вокруг туннельной обделки имелся разуплотннный слой скального массива.

по боковым граням модели скального массива были поставлены условия не отражающих границ, моделируя тем самым бесконечность;

акселерограммы прикладывались к нижней границе горного массива, параллельной плоскости.

В расчетных исследованиях приняты следующие физико-механические характеристики бетона конструкции, разуплотненного и сохранного горного массива, указанные в табл. 1.

Физико-механические свойства используемых материалов Статический коэффициент трения между бетоном и разуплотненным горным массивом Ктрст = tg = 0.7. Для динамической задачи коэффициент трения был принят Ктрд = 0.57 с учетом понижающего множителя 85% от статического коэффициента трения. Коэффициенты затухания по Релею приняты для разуплотненного грунта = 0,31285 и = 0; для сохранной скалы = 0,05657 и = 0.

При динамическом расчте на границах модели принимались условия поглощения приращения напряжения.

Рис. 2. Развитие во времени вертикальных смещений в подошве туннельной обделки в расчтах по программе Ls-Dyna (а) и программе Plaxis 3D (б), точка А на рис. Проводилось сравнение результатов расчтов, полученных по двум указанным программам. На рис. 2,а приведены развитие во времени вертикальных смещений в подошве туннельной обделки в точке А полученные при расчтах по программе Ls-Dyna, а на рис. 2,б – по программе Plaxis.

Таким образом, проведнный анализ результатов исследований показывает сопоставимость результатов решений по программам Plaxis 3D и Ls-Dyna. Безусловно, каждая программа обладает своими особенностями. Plaxis 3D является ориентированной на геотехнические вопросы, моделирование которых в таких программах, как Ls-Dyna и Ansys является проблемой. Важное преимущество данной программы – наличие встроенной функции центрирования акселерограмм, которая недоступна во многих современных расчтных комплексах. Можно отметить перспективность использования новой версии программы Plaxis 3D в практике оценки сейсмостойкости гидротехнических конструкций.

1. Руководство пользователя Plaxis 3D 2011 под редакцией R.B.J. Brinkgreve. Изд-во Политехн.университета, 2. Ls-Dyna theory manual, Livermore Software Technology Corporation, УДК 504.4.

ОЦЕНКА МАСШТАБОВ ЗАГРЯЗНЕНИЯ ТИХОГО ОКЕАНА

Цель работы – выявить масштабы экологической катастрофы в Тихом океане.

Большое тихоокеанское мусорное пятно (Great Pacific Garbage Patch) образовалось в северной части Тихого океана между Гавайями и Калифорнией. Предполагается, что размеры «мусороворота» превышает удвоенную площадь Техаса.

Существование Большого тихоокеанского мусорного пятна было предсказано ещ году. Учные тогда основывались на данных по мусору, который дрейфовал близ побережья Аляски и в Японском море. В 1997 году «мусороворот» обнаружил океанограф Чарльз Мур.

Однако в 2008-2009 годах научное сообщество снарядило сразу несколько крупных экспедиций к берегам «мусорного острова». Задачей экспедиций было выяснить, каковы масштабы катастрофы, опасность влияния таких очагов антропогенного мусора на жизнь морских обитателей и населнность океанской свалки живыми существами. Учные обнаружили множественные островки из спутанных вервок, самого разного пластика и морских организмов. Больше всего шокирует огромное количество пластика [1].

«Мусорный остров» быстро растт примерно с 1950-х годов за счт особенностей Северо-Тихоокеанской системы течений, центр которой, куда и попадает весь мусор, относительно стационарен (рис. 1) [1].

По оценкам в настоящее время масса мусорного острова составляет более 3,5 млн. т, а площадь – более 1 млн. км2. В 2001 году масса пластика превышала массу зоопланктона в зоне острова в 6 раз. Кроме того, боле 70% всего пластика опускается в природные слои.

Поскольку пластик прозрачен и залегает прямо под поверхностью воды, то со спутника «полиэтиленовое море» увидеть невозможно [2].

По разным оценкам, около 10% пластика (от 260 млн. т) в конце концов попадают в океан. Большинство скапливается в северной части Тихого океана, однако и во всех других океанах мира присутствуют такие же мусорные свалки в тех местах, где есть подобная система течений (рис. 2) [1].

Основными загрязнителями океана являются Китай и Индия. В этих странах считается в порядке вещей выбрасывать мусор прямо в близлежащий водом. Из-за обилия гниющей массы вода в этом районе насыщена сероводородом, поэтому СевероТихоокеанский водоворот крайне беден жизнью – здесь нет ни крупных промысловых рыб, ни млекопитающих, ни птиц.

1) на сегодняшний день, площадь всех мусорных пятен превосходит даже территории США;

2) каждые 10 лет площадь загрязнений удваивается;

3) проблему загрязнения необходимо решать всем миром, а не отрицать е существование (т.к. масштабы мусорных пятен колоссальны).

1. www.lifeglobe.net 2. www.net-vse-ne-tak.livejournal.com УДК 551.467; 621. А.О.Синицын, к.т.н., н.с. ГОИН, UNIS, К.Н.Шхинек, д.ф.-м.н., проф.

ИССЛЕДОВАНИЕ ТОРОСОВ В БАРЕНЦЕВОМ МОРЕ ПРИ ПОМОЩИ

ЭЛЕКТРОМАГНИТНОЙ АНТЕННЫ ЕМ-

Цель работы – измерение толщины льда при помощи электромагнитной антенны ЕМ-31, сравнение результатов с данными полученными при бурении скважин.

Торос – это сравнительно прямолинейное нагромождение льда, образовавшегося в результате сжатия. Торос обычно состоит из трех частей: парус, консолидированный слой и киль [1].

Очень важно знание ледовой обстановки при строительстве нефтегазодобывающих платформ на шельфе в суровых условиях. Наиболее распространенные и надежные методы измерения толщины морского ледяного покрова связаны с бурением скважин и использованием гидроакустических, установленных на подводных лодках или пришвартованных в стационарном положении буях. Анализ данных при бурении скважин в ледяном покрове позволяет подробно восстановить форму торосов и их пористость.

Исследование воздействия торосов на корпус судов и шельфовые сооружения показало, что основная нагрузка происходить вследствие воздействия на препятствие так называемого консолидированного слоя внутри тороса [2].

Использование электромагнитной антенны позволяет значительно быстрее оценить толщину исследуемого ледяного покрова по сравнению с бурением скважин.

Исследование торосов проводилось в Баренцевом море в апреле 2012 г. Было рассмотрено 2 тороса и произведена калибровка электромагнитной антенны ЕМ-31 на ровном льду. При калибровке прибора было выбрано 5 полос по 6 скважин в каждой, они располагались параллельно торосу. Были проведены измерения толщины льда при помощи ЕМ-31 и бурения (рис. 1). После обработки результатов ошибка при измерениях антенной составила примерно 10%.

Рис. 6. Измерение толщины льда при помощи электромагнитной антенны ЕМ-31 и бурения Принцип работы электромагнитной антенны ЕМ-31. Рассмотрим рис. 2, на котором изображена катушка Тх, передающая напряжение переменного тока на звуковых частотах.

Она расположена на земле, принимающая катушка Rx находится вблизи нее на расстоянии s.

Изменяющееся во времени магнитное поле, возникающее в цепи переменного тока в передающей катушке, индуцирует очень малые токи в земле. Эти токи генерируют вторичное магнитное поле Hs, которое вместе с первичным магнитным полем Hp распознается приемной катушкой. Вторичное магнитное поле представляет собой сложную функцию, зависящую от расстояния между катушками s, рабочей частоты f и проводимости земли. При некоторых ограничениях вторичное магнитное поле превращается в простую функцию этих переменных. Эти ограничения были включены в дизайн ЕМ-31:

где Hp, Hs – первичное и вторичное магнитные поля на принимающей катушке; 2f ; 0 – проницаемость свободного пространства; – проводимость земли; s – расстояние между катушками; i = 1.

С помощью антенны определяется кажущаяся электропроводимость, полученная вторичным полем на принимающей катушке. Определяя ориентацию диполей, можно построить функцию, которая дает ответ, на какой глубине находится тот или иной слой почвы на любой глубине.

Были изменены начальные настройки антенны, производились измерения не почвы, а льда.

При исследовании торосов были произведены следующие действия:

определен размер киля тороса путем бурения;

измерена толщина льда при помощи электромагнитной антенны ЕМ-31;

построены поперечные сечения торосов (при построении паруса использовались данные другой группы), пример сечения изображен на рис. 3.

Рис. 8. Поперечное сечение тороса. Красная (темная) линия – консолидированный слой, В результате исследования торосов было определено, что электромагнитная антенна измеряет среднюю толщину льда в области под ней. Точность измерения зависит от диаметра области – foot print.

1. Лосет С., Шхинек К.Н., Гудместад О., Хойланд К. Воздействие льда на морские и береговые сооружения: Учебное пособие. – СПб.: Издательство «Лань», 2010. – 272с.

2. Марченко А.В. Модели Торошения морских льдов// Успехи механики. – 2002. – №. –С. 67-129.

УДК

ЗЕМЛЕТРЯСЕНИЯ И ЭФФЕКТ «ДИНАМИЧЕСКОЙ НАСЛЕДСТВЕННОСТИ»

В ТОНКИХ ПОДПОРНЫХ СТЕНКАХ.

Землетрясения возникают из-за очень быстрого освобождения огромной энергии при взаимодействии погребенных плит земной оболочки в гипоцентре, расположенном на глубинах в десятки и сотни километров. От гипоцентра во всех направлениях распространяются упругие колебания, характеризуемые сейсмическими волнами (рис. 1). Различают продольные волны, вызывающие сжатие и растяжение грунтовых пород в направлении их распространения;

поперечные, вызывающие деформации сдвига, и поверхностные, приводящие к наиболее сильным колебаниям поверхностного слоя земли.

Затухающие колебания земной оболочки, распространяющиеся от очага возмущения подобно волнам от упавшего на воду предмета.

Рис. 1. Схема распространения колебаний при землетрясении:

V, H – составляющие вертикальных и горизонтальных колебаний Такие колебания представляют собой сложный нестационарный процесс, в котором всего проявляются низшие (до 20-30 Гц собственные частоты и формы. Из них наибольший спектральный отклик (максимумы спектров ответа) дают частотные составляющие, находящиеся в диапазоне 1-10 Гц.

Рис. 2. Графики колебаний в сопротивляемой среде: а) амплитуда колебаний вынуждающей Рис. 3. Схема возникновения остаточных силы грунта; б) амплитуда вынуждаемых смещений и давлений после землетрясения Характер колебательного процесса земной коры от вынуждающей силы определяется симметричной относительно горизонтали акселерограммой на рис. 2, а.

Амплитуда вынуждаемых колебаний стенки не симметрична (рис. 2, б). Воздействия вынуждающей силы на сооружение, имеющее свою жесткость, вызывает его собственные колебания. В виду разной жесткости сооружения (стенка с грунтом) в горизонтальном направлении – смещение стенки в сторону воды будет больше чем в направлении засыпки (верхняя часть графика колебаний (рис. 2, б). Следовательно, после прекращения землетрясения упругая линия не возвратится в исходное положение, а займет новое равновесное положение, характеризуемое эффектом динамической «наследственности».

На рис. 3 представлены следующие условные обозначения: 1 – эпюра статического давления; 2 – дополнительная эпюра в процессе колебания системы стенка-грунт; 3 – остаточная эпюра бокового давления после землетрясения.

Известно проявление эффекта «наследственности» для статической нагрузки. Его суть заключается в том, что упругая линия тонкой стенки, поддерживающая грунт засыпки практически не меняет своего изгиба после удаления поверхностной нагрузки. Этому препятствует реактивное сопротивление грунта засыпки. Иными словами после удаления поверхностной нагрузки в силу особенности работы тонкой стенки, она продолжает находится «как бы» под нагрузкой величиной (0,8-0,9)q, где q – раннее действующая нагрузка.

Под действием землетрясения стенка совершает реверсивные, (знакопеременные) перемещения относительно нейтральной оси (рис. 3). Вследствие меньшей жесткости системы в сторону акватории, чем в сторону засыпки стенка под действием инерционных сил получает дополнительное смещение и как следствие дополнительное давление грунта засыпки и основания (рис.3, косая штриховка). Дополнительное давление грунта связано с тем, что упругие силы консоли стремятся вернуть ее в исходное положение, чему препятствуют силы реактивного давления засыпки.

Примем, что по эффекту воздействия динамическая «наследственность» аналогична статической «наследственности», поэтому сооружение после землетрясения находится под воздействием нагрузки составляющей порядка 80% от максимальной динамической нагрузки.

При равном кратном периодах колебания грунта и подпорной стенки наступает явление резонанса, которое увеличивает амплитуду колебания стенки.

В расчетах портовых сооружений обычно резонанс при сейсмических воздействиях не учитывается ввиду кратковременности воздействия продолжительности землетрясения.

УДК

ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ РАСЧЕТА ПОРТОВЫХ И ШЕЛЬФОВЫХ

ГИДРОТЕХНИЧЕСКИХ СООРУЖЕНИЙ НА ДИНАМИЧЕСКИЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ

При определении сейсмических нагрузок спектральным методом многие типы морских сооружений сводятся к расчетной схеме в виде вертикальной невесомой консоли с некоторым числом сосредоточенных масс (рис. 1). Уравнение динамического равновесия от динамических нагрузок системы с n степенями свободы (включая сейсмические нагрузки) для произвольного момента времени t в матричной форме где М – диагональная матрица масс, формируемая из масс m1…m2; С – матрица коэффициентов демпфирования (коэффициент сij равен силе сопротивления приложенной к массе mi, при единичной скорости перемещения массы mj и неподвижности всех остальных);