CC BY
13
УДК 627.84.001.24
НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ МНОГОСЛОЙНЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ВОДОВОДОВ ПРИ РАЗЛИЧНОМ СОЧЕТАНИИ НАГРУЗОК
Лидия Николаевна Гахова
Институт горного дела им. Н. А. Чинакала СО РАН, 630091, Россия, г. Новосибирск, Красный проспект, 54, старший научный сотрудник лаборатории диагностики механического состояния массива горных пород, e-mail: [email protected]
По результатам численного моделирования выполнена оценка напряженного состояния турбинного сталежелезобетонного водовода гидротехнического сооружения с учетом тре-щинообразования бетона при различном сочетании нагрузок. Результаты расчетов, выполненных с учетом температурных воздействий, свидетельствуют об удовлетворительной сходимости расчетных значений тангенциальных напряжений в элементах водовода и результатов натурных наблюдений.
Ключевые слова: сталежелезобетонный водовод, математическое моделирование, квазистатическая термоупругость, напряженное состояние.
THE STRESS-STRAIN STATE OF MULTI-LAYERED CONCRETE WATER-SUPPLY PIPELINES UNDER COMPLEX LOADS
Lidiya N. Gakhova
Chinakal Institute of Mining SB RAS, 630091, Russia, Novosibirsk, 54 Krasny prospect, Senior Researcher, Surface Mining Laboratory, e-mail: [email protected]
Numerical simulation data are used to evaluate the stress state of a turbinal steel-concrete water-supply pipeline of a hydrotechnical structure with consideration for feasible concrete fracturing under complex loads. The results computed with consideration for temperature effects show satisfactory compliance with design values of tangential stresses in water-pipeline sections and in-situ observation evidence.
Key words: steel-concrete water-pipeline, mathematical simulation, quasi-static thermo elasticity, stress state.
Составной частью сооружений, имеющих высокий класс ответственности, являются массивные железобетонные конструкции, рассчитанные на продолжительный период эксплуатации и отвечающие требованиям надежности и безопасности. В области строительства подземных и гидротехнических сооружений к таковым относятся сталежелезобетонные водоводы. Важнейшим элементом системы оценки и прогнозирования напряженно-деформированного состояния (НДС) водоводов на всех стадиях их проектирования и эксплуатации является математическое моделирование, позволяющее учитывать многие влияющие на НДС факторы [1 - 4]. Ниже приведены результаты исследования НДС турбинного водовода Саяно-Шушенской ГЭС (СШ ГЭС), вынесенного на низовую грань бетонной плотины, с учетом его конструктивных и эксплуатационных особенностей.
В настоящее время для исследований гидротехнических сооружений (ГТС), в том числе турбинных водоводов, широкое применение получило конечно-элементное
моделирование [2,3], наряду с которым для исследования НДС турбинных водоводов в составе конструкций ГТС представляется перспективным использование метода граничных интегральных уравнений (МГИУ) [4]. В расчетах НДС сталежелезобетон-ных турбинных водоводов используются решения теории упругости и термоупругости для кусочно-однородных областей (блоков) непрямым МГИУ. Задача формулируется непосредственно для границ расчетных блоков, что не требует использования специальных приемов для отражения контактных условий (в расчетах НДС многослойного сталежелезобетонного водовода под блоками понимаются его слои [4, 5]).
Исследовалось НДС конструктивных элементов нижней части прямолинейного участка сталежелезобетонного водовода N8 СШ ГЭС (рис. 1) в условиях сезонного колебания температур воды на пороге водоприемника [4].
а) б)
Рис. 1. а) расчетная схема водовода; б) схема сечения турбинного водовода № 8 с размещением КИА и указанием точек представления результатов расчетов
Сталежелезобетонный водовод круглого сечения моделировался в виде многослойного кольца, состоящего из внутренней стальной оболочки и внешней железобетонной оболочки с двумя слоями арматурной стали (эквивалентными двум рядам кольцевой арматуры). При этом толщина каждого из арматурных колец принималась из условия равенства площади сечения кольца площади сечения арматурных стержней в соответствующем ряду армирования. Принималось допущение, что металл оболочки, бетон и арматурные кольца - линейно деформируемые материалы. В табл. 1 приведены исходные данные для расчета напряженного состояния сталежеле-зобетонного турбинного водовода. Для отражения условий сопряжения тепловых потоков на границе твердого тела с текущей средой (жидкостью, воздухом) коэффициент теплоотдачи: воздуха = 6 Вт/(м2-°С); воды, движущейся по трубам: в 2 = 600 Вт/(м2-°С); теплообмена воздух-бетон Ы= Р1/ Хь =3,45 1/м; теплообмена вода - сталь И2= р2/ Хь = 17,14 1/м.
Тестирование расчетной модели выполнялось на примере турбинного водовода №8 СШ ГЭС [4,5]. В табл. 2 приведены результаты расчетов тангенциальных (ае), радиальных (аг) напряжений (МПа) и радиальных смещений (иг, мм) конструктивных элементов сталежелезобетонного водовода, выполненные с использованием методики Гордона-Готлифа [6] и МГИУ при наибольшем подпорном уровне водохранилища
(НПУ) - 540 м с учетом трещинообразования в бетоне. Соответствующее НПУ = 540 м внутреннее давления воды в водоводе Р = 2,61 МПа [4 ].
Таблица 1
Физические параметры массива Стальная оболочка Бетон Материал арматурных колец
Модуль упругости, Е, МПа 2.1105 2.9-104 2.1-105
Плотность, р , кг/м3 7794 2400 7784
Коэффициенты:
Пуассона V 0,28 0.17 0.25
линейного теплового расширения а, 1/град 1.2-10-5 0.9510-5 1.1-10-5
теплопроводности к, Вт/(м-град) температуропроводности ж , м2/сек теплоотдачи а1, Вт/( м2-град) 35 7.32-10-6 3.51 1 0.54-10-6 0.87 30 0.84-10-6 2.1
В качестве критерия трещинообразования в бетоне принято достижение напряжениями величины Ор предела прочности бетона на растяжение (ар) [4,5]. Предполагается, что до возникновения трещин бетон работает как линейно деформируемый изотропный материал с модулем упругости Еб. При достижении ае предела прочности на растяжение (ае,> Ор) в бетоне образуется система радиальных трещин. В тангенциальном направлении становится Еб=0.
Таблица 2
№ коль ца Конструктивных элемент Внутренний радиус, см Методика Гордона -Готлифа* МГИУ*
ае, МПа Ог, МПа иг, мм ае, МПа Ог, МПа иг, мм
1 Металлическая 375 201,99 2,61 3,6 186,2 2,26 3,9
оболочка
2 Бетон 377,5 0 1,35 3,6 0 1,32 3,9
3 Арматура 386,5 194,00 1,28 3,6 142,2 1,21 3,9
4 Бетон 393,5 0 0,55 3,6 0 0,49 3,9
5 Арматура 507 147,00 0,32 3,6 102,51 0,28 3,9
6 Бетон 513 0 0,00 3,6 0 0 3,9
В эксплуатационный период НДС водоводов определяется [1,4]: гидростатическими нагрузками, носящими циклический характер, сезонными изменениями температуры наружного воздуха (Тн) и воды в водоводе (Тв), НДС низовой грани плотины, уровнем технологических напряжений, сформированных в процессе возведения сооружения, и другими факторами. Так как низовая грань плотины сжата в продольном направлении (вдоль водовода), можно считать, что металлическая оболочка и арматура водовода также сжаты в продольном направлении и не работают при действии гидростатического давления в водоводе [1,4,5]. Напряжения ае в металлической оболочке и кольцевой арматуре формируются под воздействием гидростатической нагрузки и температурных сезонных изменений Тн и Тв. В расчетах напряжений учитывалось изменение уровня верхнего бьефа (УВБ) водохранилища [4].
Результаты тестирования расчетной модели по данным натурных наблюдений иллюстрируют напряжений ае в металлической оболочке и внутреннем арматурном кольце водовода в нижнем сечении водовода №8 (рис. 2). В верхних точках поперечного сечения водовода (рис. 1б) температура бетона определяются изменениями Тн, сезонный размах которой - 35,2°С [3]. Вблизи сопряжения с бетонным массивом плотины минимальные температуры - в марте, апреле; максимальные - в сентябре, октябре. Их сезонный размах не превышает 17,7 °С [3].
а)
01 23456789 101112 ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' ' '
01 2345 6789101 112
г * ' верхняя точка (2)
-НИЖНЯЯ точка (Г) -нижняя точка (2' )
- натурные данные: --наггурные данные
окружной верхний окружной верхний
Рис. 2. Изменения кольцевых напряжений в металлической оболочке (а) и во внутреннем арматурном кольце (б) за годовой цикл в нижнем сечении водовода N8
В точках поперечного сечения элементов водовода ае обусловлены их местоположением относительно жесткой заделки в низовую грань. В верхних точках поперечного сечения градиент ае во всех элементах водовода значительно выше, чем в точках нижней части сечения, прилегающей к низовой грани плотины. Наибольшие приращения напряжений отмечаются во внешнем ряду арматуры: 48 МПа в верхних точках, 28 МПа в нижних. Характер ае в конструктивных элементах водовода определяется гидростатической нагрузкой в водоводе: минимальные значения - в апреле, начале мая. Изменения Тн (к концу апреля среднесуточная Тн ~ 2°С) приводит к некоторому снижению ае во внешнем ряду арматуры. Дальнейшее увеличение температуры и соответствующее снижение ае во внешнем ряду арматуры не компенсирует рост ае от увеличения гидростатической нагрузки, вызванной наполнением водохранилища. Максимальные кольцевые напряжения в элементах водовода наблюдаются в ноябре - январе. Они обусловлены высокими отметками УВБ и низкими Тн и Тв.
Сравнение результатов численных расчетов с данными натурных наблюдений свидетельствует об их удовлетворительной сходимости по характеру
изменений ае. Определенное различие величин может быть обусловлено тем, что расчеты выполнены без учета влияния НДС низовой грани плотины и технологических напряжений, сформировавшихся в процессе возведения сооружения, в частности, без учета технологического обжатия при бетонировании водовода.
Таким образом, МГИУ позволяет учесть конструктивные особенности сталеже-лезобетонных водоводов, гидростатические нагрузки, носящие циклический характер, сезонные изменения температуры наружного воздуха и воды в водоводе. Результаты апробации МГИУ свидетельствуют о возможности его использования в качестве расчетного аппарата для исследования НДС сталежелезобетонных турбинных водоводов высоконапорных плотин.
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Напряженно-деформированное состояние элементов напорного тракта турбин Саяно-Шушенской ГЭС / Л. С. Пермякова, В. А. Рассказчиков, В. А. Уляшинский, А. П. Епифанов, Ю. А. Кузнецова // Гидротехническое строительство. - 2008. - № 11. - С. 11-18.
2. Особенности расчета и проектирования сталежелезобетонных напорных водоводов / С. Е. Лисичкин, О. Д. Рубин, Б. А. Николаев, Н. М. Камнев // «Гидротехническое строительство», - 1999, - №1, - С. 37-44.
3. Лисичкин С. Е., Рубин О. Д., Лисичкин А. С. Напряженно-деформированное состояние и армирование компенсационных участков сталежелезобетонных напорных водоводов// «Гидротехническое строительство», - 2013, - № 8, - С. 29-34.
4. Гахова Л.Н., Кузнецова Ю.А. Расчет напряжений в сталежелезобетонных турбинных водоводах методом граничных интегральных уравнений // Известия вузов. Строительство. -2010. - № 8. - С. 59-65.
5. Гахова Л. Н. Кузнецова Ю. А. Напряженное состояние сталежелезобетонных турбинных водоводов в составе конструкции высоконапорной плотины // Гидротехническое строительство. - 2015. - № 8. - С. 7-12.
6. Гордон Л. А., Готлиф А. А. К расчету сталежелезобетонных трубопроводов с учетом трещинообразования в бетоне // Известия ВНИИГ, т. 120, 1978 - С. 47-52.
© Л. Н. Гахова, 2017
