CC BY
31
СТРОИТЕЛЬСТВО
УДК 621.039
К ВОПРОСУ ОБЕСПЕЧЕНИЯ КАЧЕСТВА СООРУЖЕНИЯ ЗАЩИТНОЙ ОБОЛОЧКИ ВТОРОГО ЭНЕРГОБЛОКА ВОЛГОДОНСКОЙ АЭС
© 2007 г. В.Н. Медведев, А.Н. Ульянов, В.Ф. Стрижов, Александр С. Киселев,
Алексей С. Киселев
В целях обеспечения надежной работы защитной оболочки 2-го энергоблока Волгодонской АЭС в период ее предпусковых испытаний и длительной эксплуатации необходимо использовать опыт строительства и эксплуатации защитных оболочек действующих энергоблоков.
В этой связи необходимо детально проанализировать напряженно-деформированное состояние защитной оболочки 1-го энергоблока Волгодонской АЭС в период преднапряжения и проведения предпусковых испытаний на основании детальных расчетов, выполненных с учетом показаний датчиков контрольно-измерительной аппаратуры, установленной в теле защитной оболочки, и датчиков силы НВ005, расположенных под анкерами арматурных канатов.
Правомерность использования данного опыта определяется тем, что эти сооружения идентичны по своим конструктивным характеристикам. Однако при этом необходимо учитывать и имеющиеся отличия, к которым можно отнести различный возраст бетона на момент проведения предварительного напряжения защитной оболочки. Возраст бетона на начало преднапряжения защитной оболочки 1-го энергоблока Волгодонской АЭС в куполе составил более 10 лет, а в цилиндре— более 11 лет. В результате потери усилий в арматурных канатах от деформаций усадки бетона отсутствовали, а потери усилий от деформаций ползучести бетона были значительно меньше, чем при преднапряжении оболочки при малом возрасте бетона.
Для проведения расчетных исследований защитной оболочки 1-го энергоблока Волгодонской АЭС была разработана трехмерная расчетная модель и методика расчета преднапряжен-ной железобетонной конструкции в объемной постановке.
Расчетная модель защитной оболочки включала 35144 линейных объемных элемента и 40074 узла (рис. 1).
Рис. 1. Расчетная модель защитной оболочки 1-го энергоблока Волгодонской АЭС
Расчеты выполнялись на следующие основные воздействия:
1. Нагрузки от предварительного напряжения арматурных канатов.
2. Нагрузки от собственного веса конструкции.
3. Температурные нагрузки.
4. Действие на конструкцию внутреннего давления.
При моделировании нагрузки от напрягаемых арматурных канатов учитывалось силовое воздействие от каждого каната в отдельности. Траектории канатов принимались аналогично натурной конструкции.
В расчетах учитывалось влияние коэффициента трения канатов о стенки каналообразователей и изменение усилий в напрягаемой арматуре в зависимости от изменения нагрузки.
Особенностью распределения усилий по длине арматурного каната является также снижение
усилий на части его длины вблизи тяжного анкера, обусловленное передачей нагрузки с домкрата на анкерное устройство (рис. 2). Это явление связано с технологическими особенностями натяжения арматурных канатов, что также учитывалось в расчетах.
В этой связи нагрузка от предварительного напряжения формировалась в два этапа. Первоначально задавались усилия в канатах, действующие на тяжном конце арматурного каната (на домкрате), которые принимались с учетом погрешности измерений, а затем учитывалось снижение усилий по длине арматурных канатов из-за действия сил трения их о стенки каналообра-зователей (коэффициент трения принимался равным | = 0,09 [1].
На втором этапе учитывались потери усилий в канатах на анкеровку. При этом на тяжных концах арматурных канатов с установленными датчиками силы НВ005 усилия задавались в соответствии с данными измерений, полученных на момент окончания обжатия. В арматурных канатах, которые не обеспечены датчиками силы НВ005, принимались средние значения усилий по результатам измерения, которые составили 818 т в цилиндре оболочки и 836 т в куполе. Затем учитывалось повышение усилий на ограниченном участке длины арматурных канатов из-за действия сил трения. В результате по длине каната возникает довольно сложное распределение усилий, которое в качестве примера в упрощенном виде представлено на рис. 2, где на тяжном конце задано усилие 980 т, а затем учтено снижение усилий в канате из-за действия сил трения и при передаче нагрузки с домкрата на анкер.
Поскольку период времени от окончания обжатия оболочки до начала испытаний составлял всего несколько дней и потери напряжений в проволоках от релаксации были незначительны, усилия в арматурных канатах задавались без
учета потерь от релаксации. Однако деформации ползучести бетона от преднапряжения начали проявляться с момента начала обжатия, что было учтено в расчетах согласно методике, изложенной в [2].
Первоначально проведен расчетный анализ НДС защитной оболочки 1-го энергоблока Волгодонской АЭС при воздействии усилий от системы преднапряжения, собственного веса и испытательного внутреннего давления (0,46 МПа). Сопоставление результатов расчета с натурными данными, полученными при преднапряжении и испытании защитной оболочки 1-го энергоблока Волгодонской АЭС, показало достаточно хорошую сходимость.
Результаты натурных измерений и расчетные данные также показали, что неупругая работа защитной оболочки при испытании внутренним давлением наблюдалась только в зоне узла сопряжения цилиндра с куполом. Основная причина этого — значительные потери усилий в арматурных канатах при передаче нагрузки с домкрата на анкер. Датчики силы НВ005, установленные под анкерами арматурных канатов цилиндра и купола, показали, что в период первоначального обжатия защитной оболочки 1-го энергоблока Волгодонской АЭС потери усилий в арматурных канатах при анкеровке составили от 37 до 239 тонн. В этой связи возникла необходимость выяснить причины столь значительных потерь и возможность сокращения потерь усилий в арматурных канатах при анкеровке.
Анализ технологии натяжения арматурных канатов показал, что столь значительные колебания в потерях усилий при анкеровке арматурных канатов обусловлены несовершенством технологии производства работ. В период обжатия защитной оболочки натяжение канатов осуществляется с помощью гидравлических домкратов. В настоящее время, после достижения требуемого
Рис. 2. Изменение усилий по длине арматурного каната в цилиндре оболочки от кольца сопряжения до основания в зависимости от дейстаия сил трения между канатом и каналообразователем, коэффициент трения | равен 0,09
уровня давления на манометре маслонасоснои станции, она выключается, и процесс заанкеривания (закручивания гаИки в стесненных условиях) осуществляется при выключенной маслонасосноИ станции гидродомкрата. Подгонка гаИки к анкер-ноИ плите и ее фиксация занимает до 15 мин. За это время неизбежно происходят потери давления в гидравлической системе и, как следствие, снижение усилия на домкрате в момент касания ан-керноИ гаИкоИ опорноИ поверхности.
Однако потери усилиИ в арматурных канатах при передаче нагрузки с домкрата на анкер могут быть значительно снижены за счет незначи-тельноИ корректировки технологии, не требую-щеИ дополнительных материальных затрат. Для этого необходимо изменить технологическую документацию и включить положение о том, что после касания анкерноИ гаИкоИ опорноИ поверхности следует повторно включать маслонасосную станцию домкрата и давление доводить до уровня, соответствующего первоначальному. При этом производить докручивание анкерноИ гаИки к опорноИ поверхности. Если после этого при включении маслонасосноИ станции гидродомкрата величина давления при отрыве гаИки не сохранится, произвести еще одно доведение до прежнего уровня давления и докручивание анкерноИ гаИки. Окончательная фиксация гаИки должна осуществляться при работающеИ маслонасосноИ станции, поддерживающеИ заданную величину давления. Очевидно, к началу выполнения предварительного напряжения на втором энергоблоке ВолгодонскоИ АЭС следует обратить особое внимание на эту проблему, с тем чтобы избежать повторения такоИ ошибки.
На тематическом совещании о готовности к испытаниям системы СПЗО блока № 3 Калинин-скоИ АЭС (протокол КлнАЭС от 04.07.2003 г.) было принято решение выдать задание институту «ОргэнергостроИ» на корректировку технологии натяжения арматурных канатов по рекомендациям ИБРАЭ РАН.
Дополнительные расчеты напряженно деформированного состояния защитноИ оболочки свидетельствуют, что при сокращении потерь усилиИ в арматурных канатах до 15 % (850 т по показаниям датчиков силы НВ005) в зоне узла сопряжения цилиндра с куполом обеспечивается упругая работа оболочки при испытании внутренним давлением.
Принимая во внимание то обстоятельство, что на напряженно-деформированное состояние оболочки существенное влияние оказывает тем-пературныИ градиент в стенке оболочки, возни-кающиИ из-за значительноИ разности температур между наружноИ и внутреннеИ поверхностями стенки сооружения, дополнительно рассмотрено напряженное состояние защитноИ оболочки с учетом трещинообразования в железобетоне из-за температурных напряжениИ.
Результаты расчетов показали, что в случае испытания защитноИ оболочки в летниИ период
при незначительном градиенте температуры по толщине стенки (рис. 3 а) растрескивания бетона практически не происходит. При испытании в зимниИ период, когда температура среды внутри оболочки составляет +40 оС, а снаружи оболочки —20 оС, трещинообразование в бетоне хотя и не является критическим (сквозные трещины отсутствуют), но возникают достаточно протяженные зоны трещинообразования как в кольцевом, так и в меридиональном направлениях (рис. 3 б). На рис. 3 слои бетона с трещинами изображены темным цветом.
Рис. 3. Зоны трещинообразования в бетоне (серыИ цвет) в верхнеИ части защитноИ оболочки в летниИ (а) и зимниИ (б) периоды
Поэтому при необходимости проведения испытаниИ защитноИ оболочки 2-го энергоблока ВолгодонскоИ АЭС в зимниИ период рекомендуется любыми доступными средствами максимально возможно понизить разность температур внутри и снаружи защитноИ оболочки не менее, чем за 5 сут до начала проведения испытаниИ, и поддерживать эти условия в процессе испытаниИ.
Анализ НДС защитных оболочек АЭС показал, что в течение всего периода эксплуатации имеют место значительные деформации ползучести бетона, которые приводят к появлению внутренних напряжениИ в стенке ЗО.
Рис. 4. Приращение кольцевых напряжений в арматуре и результаты измерения температуры с момента окончания обжатия оболочки (18.04.1986 по 02.09.2003), 2-й блок КАЭС,
створ № 2, отм. 37,5 м
В этой связи был проведен анализ имеющихся экспериментальных материалов, а также расчетная оценка напряженно-деформированного состояния защитных оболочек с целью выявления причин и закономерностей накопления деформаций ползучести бетона и возможного решения проблемы повышения их надежности и эксплуатационной пригодности в том числе и в случае продления их ресурса [3].
В результате анализа причин и закономерностей накопления деформаций ползучести бетона установлено, что процессы ползучести обусловлены, главным образом, влиянием сезонных и суточных колебаний температур окружающей среды.
В количественном отношении величину деформаций ползучести бетона можно определить с помощью датчиков контрольно-измерительной аппаратуры (КИА), установленной в теле защитной оболочки во время ее строительства [4].
В качестве примера на рис. 4 приведена диаграмма приращений кольцевых напряжений в стержневой арматуре средней части цилиндра от деформаций ползучести бетона в период с 18 апреля 1986 по 2 сентября 2003 г., полученная по показаниям ПСАС на 2-м энергоблоке Калининской АЭС. Согласно рис. 4 приращение напряжений в первые четыре года эксплуатации оболочки происходит наиболее активно, а затем скорость этих приращений снижается. Однако напряжения в стержневой арматуре продолжают увеличиваться вплоть до настоящего времени, что говорит о наличии ползучести бетона.
Кроме того, на рис. 4 отражено сезонное колебание напряжений в арматуре, расположенной у внутренней и наружной стенки защитной оболочки, обусловленное сезонным и суточным колебанием температур окружающей среды. В зим-
ний период сжимающие напряжения у наружной арматуры снижаются, а в летний они увеличиваются. При этом сезонные колебания напряжений составляют 50 МПа и более, что значительно превышает напряжения от обжатия оболочки.
Когда температурный градиент внутри и снаружи оболочки достигает значительных величин, особенно в зимний период, имеет место приращение сжимающих меридиональных и кольцевых напряжений у внутренней поверхности стены приблизительно на одну и ту же величину, а у наружной поверхности уровень сжимающих напряжений снижается. При низкой наружной температуре может произойти растрескивание бетона у наружной поверхности. Причем глубина проникновения трещин от меридиональных и кольцевых напряжений будет различна, так как уровень обжатия оболочки в кольцевом направлении больше даже с учетом собственного веса конструкции, а приращение напряжений при воздействии температурного эффекта практически одинаково и в кольцевом, и в меридиональном направлении.
Например, 17.12.86, когда температура около внутренней арматуры составляла 28 °С, а у наружной арматуры — 9 °С, трещины от кольцевых напряжений прошли на глубину около 5 см, а от меридиональных — на глубину около 20 см (рис. 5). Зоны трещинообразования на указанном рисунке соответствуют областям графика с нулевыми значениями напряжений. Таким образом, сечение стены, где действуют сжимающие напряжения в кольцевом направлении, составляет 105 см, а в меридиональном — 87 см.
Принимая во внимание, что одним из основных факторов, определяющих старение конструкции, являются климатические воздействия на внешние бетонные поверхности, приводящие к
снижению их физико-механических характеристик, при возведении защитноИ оболочки 2-го энергоблока ВолгодонскоИ АЭС целесообразно провести мероприятия по консервации такого состояния. Это может быть выполнено путем нанесения слоя теплоизоляционного материала (например, пенобетона) на внешнюю поверхность защитноИ оболочки, включая купол.
Е л
Е А
Е f=\ р == •
Е — мериди — кольцеЕ шальные на ые напряже пряжения ния
Е
Е
Е i! ä ?
Е
Е
lili lili iiii i i i i i i i i i i i i
22.5 22 7 22.9 23.1 23.3 23.5 23.7
Рис. 5. Распределение меридиональных и кольцевых напряжениИ в сечении защитноИ оболочки на высоте 37,5 м на 17.12.86
ОжидаемыИ положительныИ эффект от применения теплоизоляции внешнеИ поверхности защитных оболочек:
— снижение отрицательных последствиИ для железобетона от неблагоприятных климатических воздеИствиИ (температурные и влажностные воз-деИствия, попеременное замораживание и оттаивание, агрессивное воздеИствие и др.), что позволит увеличить ресурс защитных оболочек АЭС;
— снижение деформациИ ползучести бетона и, как следствие, снижение потерь усилиИ в арматурных канатах от деформациИ ползучести бетона;
— понижение уровня больших сжимающих напряжениИ в бетоне у внутреннеИ поверхности оболочки и в металлическоИ облицовке, возникающих при воздеИствии эксплуатационных нагрузок (с учетом деформациИ ползучести бетона) и при воздеИствии максимально возможноИ про-ектноИ аварии.
Выводы
2. Анализ технологии натяжения арматурных канатов на 3-м энергоблоке КалининскоИ АЭС показал, что потери усилиИ в них при заан-керивании могут быть значительно снижены благодаря незначительноИ корректировке технологии выполнения работ, после чего, без увеличения усилия на домкрате выше установленного на сегодня (1000 т), могут быть получены усилия на тяжном конце каната после его заанкеривания, равные 850 т, учитывая что при сокращении потерь усилиИ в арматурных канатах при передаче нагрузки с домкрата на анкер до 15 % в зоне узла сопряжения цилиндра с куполом обеспечивается упругая работа защитноИ оболочки; при испытании внутренним давлением следует стремиться при обжатии защитноИ оболочки второго энергоблока ВолгодонскоИ АЭС соблюдать эти условия.
3. Расчеты напряженно-деформированного состояния защитноИ оболочки с учетом трещи-нообразования в железобетоне, проведенные с целью определения возможности испытаниИ защитноИ оболочки в зимниИ период, показали, что из-за появления трещин в бетоне, обусловленных температурными напряжениями, целесообразно максимально возможно снизить разность температур, охлаждая среду внутри оболочки не менее чем за 5 сут до начала испытаниИ и поддерживать заданные условия в процессе их проведения. При назначении времени испытания защитноИ оболочки второго энергоблока ВолгодонскоИ АЭС следует учитывать этот фактор.
4. Учитывая, что основным фактором, влияющим на долговечность защитноИ оболочки, является воздеИствие внешнеИ среды на бетон и стержневую арматуру, целесообразно выполнить защиту внешнеИ поверхности защитноИ оболочки 2-го энергоблока ВолгодонскоИ АЭС теплоизоляционным слоем, что позволит не только улучшить условия эксплуатации, но и обеспечит дополнительную огнестоИкость в случае падения самолета с разливом горючего. Эта мера обеспечит также снижение уровня напряжениИ в стенке защитноИ оболочки от температурных воздеИ-ствиИ.
Литература
1. Результаты расчетов напряженно деформированного состояния защитноИ оболочки 1-го энергоблока ВолгодонскоИ АЭС после их сопоставления с данными натурных измерениИ показали, что применяемая методика расчетов достаточно хорошо отражает деИствительное состояние защитноИ оболочки, до начала проведения испытаниИ защитноИ оболочки 2-го энергоблока ВолгодонскоИ АЭС целесообразно выполнить серию расчетов с целью уточнения методики испытаниИ.
1. Ульянов А. Н., Медведев В. Н. Экспериментальное определение коэффициента трения арматурных канатов о стенки каналообразователеИ в защитных оболочках АЭС //Энергетическое строительство. 1994. № 12. С. 70-73.
2. Рекомендации по учету ползучести и усадки бетона при расчете бетонных и железобетонных конструкциИ. /НИИЖБ Госстроя СССР. М., 1988.
3. Предпосылки возможности продления срока службы защитных оболочек АЭС с ВВЭР-1000 /Р.В.
Арутюнян, A.C. Киселев, A.C. Киселев, В.Н. Медведев, В.Ф. Стрижов, А. Н. Ульянов: препринт ИБРАЭ № IBRAE-2005-03. М, 2005.
4. Рекомендации по наблюдениям за напряженным состоянием защитных оболочек АЭС с реактором ВВЭР-1000. НИС Гидропроекта. М., 1987.
Институт проблем безопасного развития атомной энергетики, г. Москва
19 июля 2006 г.
УДК 624.072.2:539.4
ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ПРОДОЛЬНОГО ОБЖАТИЯ НА ПРОЧНОСТЬ СТЕНКИ ДВУТАВРОВЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПРИ ДЕЙСТВИИ
ПОПЕРЕЧНЫХ СИЛ
© 2007 г. А.Р. Абдуллаев, \Г.С. Алиев , М.М. Батдалов
Несущая способность тонкостенных железобетонных элементов (балки, колонны таврового, двутаврового и т. п. сечений) с развитыми полками и значительной поперечной арматурой при действии поперечных сил исчерпывается в результате разрушения (раздробления) бетона стенки между наклонными трещинами.
Известно, что на прочность стенки кроме геометрических размеров существенное влияние оказывают пролет среза, процент поперечного армирования, угол наклона хомутов, класс бетона [1—3]. Однако до настоящего времени недостаточно изучено влияние на прочность стенки продольных сжимающих сил.
Проведенными нами ранее исследованиями [4, 5] на двутавровых балках с поперечным армированием | ж = 1,5 % установлено, что с увеличением степени продольного обжатия а ¡/Rb до 0,3—0,4, прочность стенки балок при приложении продольной силы с эксцентриситетом е0Л=0,375^ = 12 см в сторону растянутой от изгиба грани повышается на 25—30 %, по сравнению с прочностью балок без обжатия, а прочность стенки балок при центральном приложении продольной силы существенно не изменяется.
С целью уточнения характера и величины влияния продольных сжимающих сил на прочность стенки железобетонных элементов при различных эксцентриситетах их приложения и уров-
нях обжатия, нами проведены дополнительные экспериментальные исследования.
Для проведения эксперимента были изготовлены балки двутаврового сечения из тяжелого бетона. Основные геометрические размеры и конструктивные параметры всех опытных образцов были приняты одинаковыми. Длина балок составляла 296 см, высота сечения— h=35 см, ширина полок — Ь =22,5см, толщина стенки— Ь = 5 см.
п ' ' ст
Балки имели продольное и поперечное армирование. Продольная арматура нижних полок состояла из 4 0 16А—500, верхних полок 4 0 16А— 400, поперечное армирование по длине балки 2 0 6А—300, с шагом 8 см.
Опытные образцы формовались в металлических сборно-разборных формах, в которые устанавливались заранее изготовленные арматурные каркасы. Уплотнение бетона осуществлялось с помощью глубинного и площадочного вибраторов. Вместе с балками изготовлялись по 3 куба размерами 15 х 15 х 15 см и 3 призмы— 10 х 10 х 40 см к каждой балке, для определения прочности бетона.
Все балки после набора прочности в естественных условиях были испытаны на специальной установке по приведенным на рис. 1 схемам. Расстояние между опорами при испытании балок было принято 8^ = 256 см.
ещ = 0
N
е, = 0,375h0
N
£on = 0,19ho
N
TT 7Г
2 00
л
I_i
3 ho
£
£
2 ho
3 ho
ST
иг
eoN = o
N
= o, 375ho . N
2 oo
^on = o,19ho
N
Рис. 1. Схемы испытания опытных образцов
