CC BY
29ОПТИМИЗАЦИЯ ЭЛЕКТРООБОГРЕВА ГРУНТОВ ДЛЯ ЗАЩИТЫ ПОДЗЕМНЫХ ТРУБОПРОВОДОВ ОТ МОРОЗНОГО ПУЧЕНИЯ
УДК 624.131+621.644
Е.В. Марков, ФГБОУ ВО «Тюменский индустриальный университет»
(Тюмень, РФ), markov.ev@mail.ru
С.А. Пульников, к.т.н., доцент, ФГБОУ ВО «Тюменский индустриальный университет», pulnikov.sa@gmail.com
Морозное пучение грунтов - опасный геокриологический процесс, оказывающий существенное влияние на напряженно-деформированное состояние трубопровода. В случае отрицательной температуры перекачиваемого продукта влияние морозного пучения особенно велико в связи с тем, что трубопровод сам служит источником холода и вызывает промерзание пучинистого грунта. В статье рассмотрены способы повышения температуры грунта для снижения влияния морозного пучения на трубопровод.
Одним из наиболее распространенных в инженерной практике способов является теплоизоляция трубопровода, которая не обеспечивает достаточного эффекта при существенно отрицательных температурах продукта. Авторы рассмотрели применение электрического обогрева грунтов для защиты от морозного пучения. Для этого была разработана методика расчета напряженно-деформированного состояния трубопровода на участках пучинистых грунтов, которая учитывает климат местности, динамически изменяющийся уровень грунтовых вод, миграцию воды и растворенной соли в зонах частичного и полного насыщения пор раствором, кристаллизацию льда через фазу метастабильного состояния, напряженно-деформированное состояние грунта. Анализ результатов показал, что короткие участки морозного пучения длиной 2-5 м приводят к значительно более сильным изгибам трубопровода, чем участки длиной более 25 м, что обусловливает повышенную опасность локального морозного пучения. С учетом практической невозможности определения границы пучинистого грунта с точностью до 2-5 м и для исключения влияния ошибки интерполяции геологического строения основания на надежность трубопроводной системы авторы рекомендуют устройство инженерной защиты на проектируемых трубопроводах с гарантированным запасом, полностью перекрывая участок трубопровода между скважинами с непучинистым грунтом.
Разработан специальный технологический режим эксплуатации электрического греющего кабеля для инженерной защиты подземного трубопровода от морозного пучения, позволяющий сократить затраты электроэнергии. Особенность режима состоит в задержке между включением греющего кабеля и запуском трубопровода, обеспечивающей создание непроницаемой ледяной перемычки, которая блокирует приток влаги в зону пучения. Для моделированного трубопровода специальный режим позволяет сократить расход электроэнергии на величину до 37,9 % за 15 лет эксплуатации по сравнению с режимом постоянного обогрева.
КЛЮЧЕВЫЕ СЛОВА: МОРОЗНОЕ ПУЧЕНИЕ, ЭЛЕКТРООБОГРЕВ, СЕГРЕГАЦИОННОЕ ЛЬДОВЫДЕЛЕНИЕ, ТЕПЛОПЕРЕНОС И МАССОПЕРЕНОС В ГРУНТАХ.
Процесс морозного пучения грунтов в основном связан с перераспределением влаги в грунте при его промерзании. При понижении температуры грунта ниже точки замерзания начинается кристаллизация воды и понижение ее термодинамического потенциала. Выведенная из равновесия влага в соответствии с
постулатами неравновесной термодинамики движется в сторону пониженного термодинамического потенциала, т. е. в зону более низкой температуры, и там замерзает, увеличиваясь в объеме. Поэтому морозное пучение особенно опасно для трубопроводов с отрицательной температурой продукта, где трубопровод сам
является источником холода. В подобных случаях для защиты от морозного пучения применяется метод повышения температуры грунта. До определенного предела достаточно применения теплоизоляции, которая повышает температуру поверхности трубопровода.Этот способ - один из наиболее дешевых и широко
Markov E.V., Federal State Budgetary Educational Institution of Higher Education "Tyumen Industrial University" (Tyumen, Russian Federation), markov.ev@mail.ru
Pulnikov S.A., Candidate of Sciences (Engineering), Assistant Professor, Federal State Budgetary Educational Institution of Higher Education "Tyumen Industrial University", pulnikov.sa@gmail.com
Optimization of soil electrical heating for underground pipelines protection from frost heaving
Frosty heaving of soils is a dangerous geocryological process, which has a significant effect on the stress-strain state of the pipeline. The influence of frost heaving is especially strong in the case of a negative temperature of the pumped product. Therefore, the article is devoted to the ways to increase the soil temperature. One of the most common methods in engineering practice is the heat insulation of the pipeline, which, however, does not provide a sufficient effect with significant negative temperature. The authors considered the application of electric soil heating to protect against frost heaving. For this purpose, a methodology has been developed for calculating the parameters of the engineering protection of pipelines in areas of heaving soils.
Analysis of the results showed that short sections of frost heaving 2-5 m long lead to much stronger bending of the pipeline than sections longer than 25 m, which causes an increased risk of local frost heaving. Taking into account the significant unevenness of the frost heaving, the authors recommend to find the extremum on the plot of stress - length of the frost heaving section and ensure strength from the maximum possible stresses.
The delay of electric heating of soils allow to reduce energy costs by up to 37.9 % in 15 years of operation without increasing vertical displacement from frost heaving, which is provided by the formation of an impenetrable ice bridge between the freezing front and the heating cable. Electric heating cables should provide the minimum possible power to increase the flexibility of the heating system, reduce metal consumption and form a stable impenetrable ice bridge.
KEYWORDS: FROST HEAVING, ELECTRICAL HEATING, SOIL-WATER POTENTIAL, SEGREGATED ICE, HEAT AND MASS TRANSFER IN SOILS.
распространен в инженерной практике.
При существенно отрицательных температурах продукта кроме теплоизоляции необходимо применение дополнительных мероприятий по инженерной защите. Среди возможных способов повышения температуры грунта (прямой подогрев продукта, трубопро-вод-теплоспутник или греющий кабель) одним из наиболее рациональных представляется применение электрических греющих кабелей или скин-систем. Такие системы требуют минимального обслуживания и позволяют воздействовать на грунт локально, так как на не требующих обогрева участках используется обычный кабель. Высокая гибкость кабеля обеспечивает его хорошую приспособляемость к деформациям трубопровода. В целом такая система подходит для повышения температуры грунта вокруг трубопровода на участках прерывистого распространения мно-голетнемерзлых грунтов и будет смоделирована далее.
В настоящем исследовании были поставлены следующие задачи:
- разработать методику расчета напряженно-деформированного состояния (НДС) трубопровода на участках пучинистых грунтов;
- исследовать НДС трубопровода в зависимости от длины участка пучения;
- оптимизировать параметры электрического обогрева грунтов для защиты от морозного пучения.
МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ
Напряженно-деформированное состояние трубопровода должно находиться в границах допустимых значений в соответствии с СП 36.13330.2012 [1]. Определение напряжений в стенке трубопровода на участках пучинистых грунтов авторы разделили на следующие четыре этапа.
Iэтап. Адаптация модели тепло-и массопереноса. Поскольку распределение температуры, воды, солей и льда в момент начала эксплуатации трубопровода является в общем случае неизвестным, необходимо его найти. Это задача первого этапа. При этом корректируются входные параметры математической модели для соответствия фактически из-
меренным значениям.Температура грунта на глубине нулевых годовых амплитуд, как правило, адаптируется путем корректировки толщины снежного покрова. Снежный покров чувствителен к рельефу местности, и его толщина на открытых территориях севера Западной Сибири может снижаться до 50 % толщины снега в лесу.
Расчетная схема - классическая двумерная и соответствует приведенной в работе [2]: на поверхности грунта задаются конвективно-радиационный поток тепла [3-6], входящий поток воды от осадков и испарения [7-9] и нулевой поток соли; на остальных границах прямоугольного разреза грунтового массива задаются нулевые потоки тепла, воды и соли. Отличие от работы [2] состоит в том, что внутри расчетной области решается система из пяти диффе -ренциальных уравнений тепло- и массопереноса относительно неизвестных величин Т, ш , у, и , У .
7 Т у ' г Б 1 ПБ
Уравнения математической модели позволяют учесть климат местности, динамически изменяющийся уровень грунтовых вод, миграцию воды и растворенной соли в зонах частичного и пол-
«=0
///////
о =0,т = 0, i =0
- 1 Z) ' -
////////////// А Для расчета 0,
For calculation of//: о..
Для расчета ка For calculation of
Массив грунта Soil in-situ
й„=0
и=0
V=D
Рис. 1. Расчетная с схема для определения параметров силового взаимодействия трубопровода и пучинистого грунта Hmax и kfh
Fig. 1. Calculation scheme for determining the parameters of the power interaction
of the pipeline and heaving soil Hm
ного насыщения пор раствором, кристаллизацию льда с учетом метастабильных фазовых состояний. Система уравнений тепло- и массопереноса подробно описана в работе [10].
II этап. Расчет пространственного распределения относительной объемной деформации грунта от морозного пучения е^ вокруг трубопровода. В расчетную схему этапа I добавляется трубопровод с температурой продукта Г , 0С, и прочими характеристиками (диаметр, толщина стенки, толщина теплоизоляции и т.д.). В каче-
стве начальных значений используются расчетные значения Т, у., са5, упз, определенные на этапе I.
Электрический обогрев грунтов влияет на температурный режим грунта вокруг трубопровода, поэтому он учитывается на данном этапе непосредственным добавлением в расчетную схему линейного источника тепла. К параметрам такого способа инженерной защиты относятся: погонная мощность кабеля дка6, Вт/м, продолжительность его работы и расстояния от оси кабеля до
оси трубопровода по вертикали и горизонтали.
Неизвестными являются погонная мощность и продолжительность работы,которые необходимо определить расчетным путем и оптимизировать для снижения энергозатрат.
Известными являются расстояния от оси кабеля до оси трубопровода. По мнению авторов, оптимальными следует считать такие расстояния, при которых кабель находится в нижнем углу описанного вокруг трубопровода квадрата (рис. 1). Это расположение минимизирует рассеивание тепла благодаря максимальному сближению с трубопроводом, но в то же время оставляет кабель доступным для проведения ремонтных работ.
III этап. Расчет параметров силового взаимодействия трубопровода с пучинистым грунтом. Выполняется расчет НДС пучинистого грунта для двух случаев: незащемленный трубопровод и полностью защемленный трубопровод по схеме на рис. 1 (здесь: Ь0 - расстояние от поверхности земли до центральной оси трубопровода, м; RППУ - радиус трубопровода по поверхности теплоизоляции; о ,т - нормаль-
^ ' п.тр7 п.тр ~
ные и касательные напряжения на поверхности трубопровода, Па; и - вектор перемещений
/ /к/ /// Г7
dw
dx
= 0
М= О
L = 200 м
"ГТТП
Дефор!
t 1 1 t
мация трубопровода Р peline deformation
t f ttf
%
Зона пучения длиной ^ Heaving zone with length ^
TTTTTTT
dw
dx
= 0
м=0
L = 200 м Положение до пучения грунта Position before the soil heaving
Рис. 2. Расчетная схема для определения НДС трубопровода на участке пучинистого грунта
Fig. 2. Calculation scheme for determining the stress-strain state of the pipeline in the section of heaving soil
поверхности трубопровода, м; uy, uz - компоненты вектора перемещений точек грунта, м). В первом случае вычисляется величина максимальных вертикальных перемещений от морозного пучения H , м, во втором случае - коэф-
max7 7 г J т
фициент постели грунта kfh, Н/м2, по формулам (1) - (2):
j^/H
1fh max
(1)
На участке пучения для моделирования грунта используется выражение (3) и результаты расчета по формулам (1), (2) из этапа III.
qrh = к (H - w)
^fh fhv max '
(3)
С = £K,cos(nTp,x) + + Tzycos(nTp,y) + oz2cos(njp,z)dS, (2)
где - максимальные погонные усилия от морозного пучения при нулевых перемещениях трубопровода, Н/м; zzx, Tzy - касательные напряжения вдоль оси z, Па; azz - нормальные напряжения вдоль оси z, Па; лтр - единичный вектор нормали к поверхности трубопровода; интегрирование ведется по поверхности трубопровода dS бесконечно малой длины, м.
На этапе III используются значения относительной объемной деформации грунта от морозного пучения е^ полученные на этапе II. Для расчета грунта использована классическая теория упругости, обоснование возможности применения которой приведено в работах [11, 12] и соответствует формулам ВСН 29-85 [13], которые показывают линейную зависимость между усилиями от морозного пучения и вертикальными перемещениями.
IV этап. Расчет НДС трубопровода выполняется по расчетной схеме на рис. 2 (здесь: дгр - отпор непучинистого грунта, Н/м; qhh - отпор грунта перемещениям трубопровода на участке пучения, Н/м; w - вертикальные перемещения трубопровода, м; N - продольное растягивающее усилие, Н; L - длина прилегающих участков непучинистого грунта, м; Lfh -длина участка пучения, м; My -изгибающий момент с помощью классического уравнения продольно-поперечного изгиба балки на упругом основании, Н.м.
Отпор непучинистых грунтов, прилегающих к участку пучения, дгр рассчитывается по методике Айбиндера. Результатом IV этапа являются эквивалентные напряжения в стенке трубопровода.
В случае, если эквивалентные напряжения в трубопроводе не удовлетворяют условию прочности (4), выполняется изменение параметров инженерной защиты и пересчет этапов II—IV:
a s R = min
7?;m Я2нт
(4)
Таблица 1. Теплопроводные, влагопроводные и физико-механические характеристики пучинистого грунта Table 1. Heat-conducting, moisture-conducting, and physical-mechanical characteristics of heaving soil
где оэкв - эквивалентные напряжения по энергетической теории прочности, Па; й - расчетное сопротивление металла стенки трубопровода, Па; ЙЦ - нормативные временное сопротивление и предел текучести, Па; т -коэффициент условий работы; к1, к2 - коэффициенты надежности по материалу; кн - коэффициент надежности по ответственности.
Указанная последовательность действий представляет собой разработанную авторами методику расчета изменения НДС трубопровода на участках пучинистых грунтов.
Окончательным этапом выбора инженерной защиты служит экономическое обоснование путем сравнения с другими способами для конкретных вдольтрассовых условий.
ИСХОДНЫЕ ДАННЫЕ
Для численного исследования был выбран трубопровод с характеристиками, соответствующими магистральному конден-сатопроводу «Ямбург - Уренгой», для которого морозное пучение -особенно актуальная проблема в связи с температурой продукта от 0 до -12 °С на различных участках.
Параметр Parameter Значение Value
psk, кг/м3 Ps^ kg/m3 1450
ртч, кг/м3 Ртч, kg/m3 2700
csk, Дж-кг-1-К-1 csk, Jkg-1K-1 950
Е , МПа гр' Е , MPa гр' 10
xfr, ДЖ-С'М3'КГ2 xfr, J-s-m3-kg-2 104
T(h, ДЖ-С'М3'КГ2 Tth, J-s-m3-kg-2 1
а>|ст, д. ед. а>|ст, unit fraction 0
V гр 0,35
XP0, м/с XP0, m/s 10-7
Л 5,0
Y /утэх 'вз 'w 0,260
T °С V ^ 0,5
В качестве грунта выбран полностью водонасыщенный неза-соленный суглинок с характеристиками, которые приведены в табл. 1 (здесь: р5к - плотность скелета грунта, кг/м3; ртч - плотность твердых частиц грунта, кг/м3; сзк - изобарная теплоемкость скелета грунта, Дж.кг-1.К-1;
- параметры релаксации при кристаллизации и плавлении льда, соответственно, Дж.ом3.кг2 [14]; со'" - массовая концентрация соли в грунтовом растворе в естественном состоянии, д. ед.; А.р0 - коэффициент фильтрации, м/с; Т0 - температура грунта на глубине нулевых годовых амплитуд, °С; Егр - модуль деформации грунта, Па; ур - коэффициент поперечной деформации грунта).
Плотности скелета и твердых частиц грунта соответствуют среднестатистическому значению для суглинка в Западной Сибири [15]. Модуль деформации и коэффи-
Таблица 2. Принятые в расчетах грунтовые условия на прилегающих участках непучинистых грунтов Table 2. Accepted ground conditions for calculations in adjacent areas of nonfrost-heaving soils
Параметр Parameter Значение Value
Е = Е , Па зас осн' Е = Е , Pa зас осн 107
V = V зас осн 0,35
^1зас 0,3
р = р , кг/м3 гзас госн р = р , kg/m3 гзас госн 3 2000
c = c , Па зас осн' c = c , Pa зас осн 2104
m = ip , ° зас осн 16
Таблица 3. Принятые в расчете характеристики трубопровода Table 3. Accepted pipeline characteristics
Параметр Parameter Значение Value
D „ м out' D ,, m out 0,53
Din, м m 0,5158
E, Па Et pa 2,0640u
"st 0,3
«s, 1/0С 1210-6
pst, кг/м3 Pst, kg/m3 7850
Вт/(м.К) W/(m.K) 0,03
Rf, Па Rf, Pa 630.106
R2h, Па R2h, Pa 530.106
M, °С 30
P , Па in' P , Pa in 6,3.106
p . кг/м3 p . kg/m3 750
h^ м h0, m 1,465
m 0,99
ki 1,40
k2 1,20
кн 1,10
циент поперечной деформации выбраны в пределах ожидаемых значений одновременно талых и мерзлых грунтов Западной Сибири [15-17].
Значения коэффициента фильтрации А.Р0 и параметров зависимости капиллярно-сорбционного потенциала от содержания воды Л, увз/уГ приняты соответствующими чрезмерно пучинисто-му суглинку в соответствии с численным моделированием, воспроизводящим методику ГОСТ 28622-2012 [18]. Результаты такого моделирования приведены в работе [10]. Прочие характеристики не требуют специальных обоснований.
Принятые в расчетах климатические условия района соответствуют метеостанции Уренгой. Принятые в расчетах физико-механические характеристики не-пучинистого грунта на участках трубопровода, прилегающих к пучинистому грунту, приведены в табл. 2 и соответствуют среднестатистическим глинистым грунтам [15] и обратной засыпке трубопровода местным грунтом согласно схеме строительно-монтажных работ (здесь: Е , Е - мо-
г \ п зас7 осн
дуль деформации грунта засыпки и основания, Па; V ,V - коэф-
' ' зас' осн т
фициент поперечной деформации грунта засыпки и основания, д. ед.; т!зас - коэффициент понижения модуля деформации грунта засыпки с нарушенной структурой по сравнению с грунтом основания, д. ед.; р , р - плотность
п п г-зас "осн
грунта засыпки и основания, кг/м3; c , c - сцепление грунта за-
зас' осн ^
сыпки и основания, Па; ф , т -
' ' тзас' тосн
угол внутреннего трения грунта засыпки и основания, °).
Эксплуатационные характеристики трубопровода, принятые в расчете, приведены в табл. 3 (здесь: Dout - наружный диаметр трубопровода, м; й.п - внутренний диаметр трубопровода, м; Est - модуль упругости стали, Па; - ко -эффициент Пуассона стали, д. ед.; ай - коэффициент температурного линейного удлинения стали, 1/°С;
р, - плотность стали, кг/м3; Хпт, -
Г st ' ' ППУ
коэффициент теплопроводности пенополиуретана (ППУ), Втм-1К-1; AT - температурный перепад при эксплуатации, °С; P.n - внутреннее давление в трубопроводе, Па; pprod - плотность перекачиваемого продукта, кг/м3).
Для этапа I начальные условия соответствовали талому полностью водонасыщенному незасо-ленному грунту с температурой T0. Для минимизации влияния начальных условий на результат адаптации ее продолжительность принята 60 лет.
Продолжительность расчета на втором этапе принята 15 лет, что достаточно для выхода температурного режима грунта вокруг трубопровода в состояние, близкое к стационарному. Дальнейшая последовательность действий не отличалась от описанной выше для каждого из четырех этапов.
РЕЗУЛЬТАТЫ МОДЕЛИРОВАНИЯ
ТРУБОПРОВОДА
БЕЗ ЭЛЕКТРООБОГРЕВА
В процессе адаптации тепловой модели на первом этапе было установлено, что при текущих исходных данных для поддержания постоянной температуры Т0 = 0,5 °C толщина снежного покрова должна составлять 76 % от толщины снежного покрова в лесу, что соответствует границам допустимых значений.
По результатам решения задачи на этапах I-III с приведенными выше исходными данными получены значения максимальных вертикальных перемещений от морозного пучения H и коэф-
~ J max т
фициента постели грунта kfh для трубопровода в теплоизоляции из ППУ толщиной 5ППУ = 80 мм и без теплоизоляции (табл. 4). При этом в расчетной схеме отсутствовал греющий кабель. Данные из табл. 4 были использованы на этапе IV для расчета напряжений в стенке трубопровода.
На рис. 3а представлена зависимость максимальных эквивалентных напряжений в стенке трубо-
Таблица 4. Расчетные значения параметров силового взаимодействия трубопровода и пучинистого грунта, полученные по результатам решения задачи на этапах I-III
Table 4. Estimated values of the parameters of the power interaction of the pipeline and heaving soil, obtained from the results of solving the problem at I-III stages
Параметр Значение Value
Parameter Без теплоизоляции Without heat insulation С теплоизоляцией толщиной 5ППУ = 80 мм With heat insulation thickness 8ППУ = 80 mm
T , °С 0 -0,25 -0,50 -3,0 -5,0 -6,5
H , м max' H , m max' 0 0,085 0,168 0 0,124 0,187
f Н/м2 kfh, N/m2 3,7654.106 3,7654.106 3,7654.106 4,1523106 4,1523106 4,1523106
s s о™ о"
630 580 530 480 430 380 330 280 230
Наиболее опасная длина участка пучения L^ = 3 м
= 3т
f] 4
I V
M
\\ -
t Л
-*- -3,5 -а- -5,0 ♦ -6,5
— ff, МПа ff, МРа
— 371
630 580 530
E-s 430
и" 380 330 280 230
\
\
\
\
\
\ \
■
ППУ 80 мм
Polyurethane foam 80 mm Без теплоизоляции Without heat insulation R, МПа R, МРа 371
10 15 20 25 30
-8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 8
а) a) б) b)
Рис. 3. Зависимость максимальных эквивалентных напряжений от: а) длины участка пучения для различной температуры перекачиваемого продукта Tp' б) температуры перекачиваемого продукта при наиболее опасной длине участка пучения Lfh = 3 м Fig. 3. Dependence of the maximum equivalent stresses on: a) the length of the heaving zone for different temperatures of the pumped product T ; b) the temperature of the pumped product with the most dangerous length of the pumping area L = 3 m
провода на всем моделируемом участке от длины участка пучения 1т. Для зависимости характерно наличие экстремума максимальных напряжений при длине участка пучения около « 3 м. Здесь дополнительные эквивалентные напряжения от изгиба до 2 раз больше, чем для длинных участков пучения > 25 м. Следовательно, одна из существенных опасностей морозного пучения заключается именно в практической невозможности обнаружить короткие участки пучинистого грунта (длиной 2-5 м), которые значительно более опасны, чем длинные (25 м и более), так как дополнительные эквивалентные напряжения от изгиба на них выше до 2 раз.
Невозможность обнаружения столь коротких участков связана в основном с частотой отбора образцов грунта при проведении инженерных изысканий, которая практически не бывает реже чем 1 раз в 50 м. В таких условиях особую значимость приобретает устройство систем мониторинга ПВП на эксплуатируемых трубопроводах, что также отмечается и в работах [19]. С другой стороны, установить границу участка пучения с точностью 2-5 м в реальных условиях практически невозможно. Поэтому для проектируемых трубопроводов рекомендуется устройство инженерной защиты с гарантированным запасом. Такой подход позволит исключить вероятность оставить без инженер-
ной защиты на пучинистом грунте короткий участок трубопровода длиной 2-5 м.
На рис. 3б представлена зависимость максимальных эквивалентных напряжений в стенке трубопровода при длине участка пучения около 1ГЬ = 3 м от температуры продукта для теплоизолированного трубопровода и трубопровода без теплоизоляции. Из графика на рис. 3б следует, что теплоизоляция из ППУ толщиной 8ППУ = 80 мм (максимально доступная на рынке для данного диаметра) позволяет существенно понизить допустимую температуру перекачиваемого продукта приблизительно до -4,5 °С. При более низкой температуре необходимо применение дополнитель-
ных мероприятии по повышению температуры грунта для защиты от морозного пучения, которые рассмотрены далее.
ЗАВИСИМОСТЬ НАПРЯЖЕНИЙ В ТРУБОПРОВОДЕ ОТ МОЩНОСТИ ГРЕЮЩЕГО КАБЕЛЯ И ЗАДЕРЖКИ ВКЛЮЧЕНИЯ
В этом разделе представлены результаты расчетов по описанной методике с учетом греющего кабеля мощностью дкаб на этапе II. Из рис. 5 видно, что морозное пу -чение монотонно убывает при увеличении мощности кабеля. В расчетной схеме кабель был включен с постоянной мощностью в момент начала эксплуатации трубопровода. Длина участка пучения оэкв при расчете принята соответствующей экстремуму напряжений (см. рис. 3а), т. е. Lfh = 3 м.
Представленная на рис. 4 зависимость q , = f(H ) ап-
' каб v max'
проксимирована методом наименьших квадратов в пределах q^ Е [0; 1,619] Вт/м с погрешностью не более 0,01 %:
<,„ = -23,766^-14,28^--2,4073Нтах +1,619. (6)
Затем авторы выполнили расчет H при использовании гре-
max ~ ~
ющих кабелей мощностью 1,00 и 1,25 Вт/м, включенных позднее начала эксплуатации трубопровода с задержкой ta (рис. 5).
Анализ полученных результатов (см. рис. 5) показывает, что несмотря на снижение затраченной энергии на обогрев, при ненулевой задержке (ta > 0) между нача -лом эксплуатации трубопровода и включением электрообогрева величина свободного морозного пучения H может быть сниже-
J max
на. Рассчитанное по формуле (7) значение коэффициента экономии электроэнергии кэ показывает снижение затрат на обогрев на 37,9 % за 15 лет при использовании кабеля с погонной мощностью 1 Вт/м:
Рис. 4. Зависимость максимальных вертикальных перемещений Нтах и максимальных эквивалентных напряжений а от мощности греющего
кабеля q
Ki
-8,0 °С; 8 = 80 мм; Lhh = 3 м
Fig. 4. Dependence of maximum vertical displacements H stresses a.
x and maximum equivalent
on the power of the heating cable q^: Tpr = -8,0 °С; 8ППУ =
Bt/m
1,4
<L.W/m -Ф- q= 1,00 Вт g=1.00W q= 1,25 Вт g=1.25W H ,м
max'
И ,m
max'
-a- q= 1,00 Вт 9= 1.00 W -*- q= 1,25 Вт q= 1.25 W — И
Рис. 5. Зависимость максимальных вертикальных перемещений Hmax и средней мощности греющего кабеля qt|j от продолжительности задержки включения электрообогрева грунта: Tpr = -8,0 °С; 5ППУ = 80 мм
Fig. 5. Dependence of the maximum vertical displacements Hmax and the average power of the heating cable q on the length of the delay in switching on the electrical heating
of the soil: T = -8,0 °С; 5„,
80 mm
k = q - 04.100 %
где кэ - коэффициент экономии электроэнергии, показывает, насколько снижается потребление электроэнергии при изменении режима обогрева по сравнению с постоянным обогревом при одинаковом значении H , %;
max
q ср - усредненная мощность, (7) рассчитываемая как отношение
всей затраченной электрической энергии ко времени эксплуатации трубопровода, Вт/м.
Чтобы объяснить наблюдаемое повышение коэффициента экономии электроэнергии кэ рассмотрим рис. 6а и 6б. При нулевой задержке включения характер промерзания совпадает
80 mm; Lfh = 3 m
Непроницаемая ледяная перемычка Impermeable ice bar
а) a) б) b)
Рис. 6. Характер притока воды к фронту промерзания при q^ = 1 Вт/м и ta = 3 года: а) через 15 лет после начала эксплуатации трубопровода; б) через 9 лет после начала эксплуатации трубопровода
Fig. 6. Type of the water inflow to the front of freezing at q^ = 1 W/m and ta = 3 years: a) 15 years after the start of operation of the pipeline; b) 9 years after the start of operation of the pipeline
с показанным на рис. 6а: фронт промерзания движется медленно и располагается близко к поверхности трубопровода. Медленное движение фронта промерзания приводит к интенсивному сегрегационному льдовыделению за счет притока воды (красные стрелки), что было неоднократно подтверждено экспериментально [20]. В результате морозное пучение существенно влияет на трубопровод.
В случае задержки между запуском трубопровода и включением греющего кабеля продолжительностью > 0 сначала фронт промерзания быстро удаляется от поверхности и морозное пучение невелико. После включения обогрева (см. рис. 6б) при малой мощности кабеля движение фронта промерзания замедляется и морозное пучение усиливается, но непроницаемая ледяная перемычка блокирует приток воды непосредственно к трубопроводу, и влияние пучения становится существенно меньшим, что экономит электроэнергию.
При высокой мощности греющего кабеля начинается процесс оттаивания грунта и морозное пучение полностью прекращается. По прошествии значительного промежутка времени непроницаемая ледяная перемычка полностью оттаивает и характер морозного пучения становится аналогичным случаю отсутствия задержки включения (см. рис. 6а). При этом успевает пройти значительное количество времени, что и обусловливает экономию электроэнергии.
При понижении мощности греющего кабеля описанные эффекты становятся все более заметными, так как ледяная перемычка оттаивает медленнее или не оттаивает совсем. Доказательством тому служит распо -ложение кривой дср на рис. 5. Для кабеля с погонной мощностью 1 Вт/м усредненная за 15 лет мощность дср меньше, чем для кабеля с погонной мощностью 1,25 Вт/м.
Следовательно, при использовании электрического обогрева рекомендуется закладывать кабели с минимальной возможной мощностью.
ВЫВОДЫ
Разработана методика расчета нестационарного температур-но-влажностного режима и НДС грунта и высотного положения трубопровода, позволяющая прогнозировать изменения НДС в стенке трубы и учитывать конструкцию инженерной защиты типа «электрический обогрев», климат местности, динамически изменяющийся уровень грунтовых вод, миграцию воды и раство -ренной соли в зонах частичного и полного насыщения пор раствором, кристаллизацию льда через фазу метастабильного состояния.
Короткие участки морозного пучения (для рассмотренного трубопровода имеют длину £ [2; 5] м) и приводят к значительно более сильным изгибам трубопровода,чем участки
длиной более 25 м, что обусловливает повышенную опасность локального морозного пучения. В реальных условиях определение границы пучинистого грунта с точностью 2-5 м является тру-дозатратной задачей, поэтому геологический разрез строится интерполяционным методом. Для исключения влияния ошибки интерполяции геологического строения основания на надежность трубопроводной системы авторы рекомендуют устройство инженерной защиты от морозного пучения на проектируемых трубопроводах с гарантированным запасом, полностью перекрывая участок трубопровода между скважинами с непучинистым грунтом.
Разработан специальный технологический режим эксплуатации электрического греющего кабеля для инженерной защиты подземного трубопровода от морозного пучения, позволяющий сократить затраты электроэнергии. Особенность режима заключается
в задержке между включением греющего кабеля и запуском тру -бопровода, обеспечивающей создание непроницаемой ледяной
перемычки, которая блокирует приток влаги в зону пучения. Для моделированного трубопровода специальный режим позволяет
сократить расход электроэнергии на величину до 37,9 % за 15 лет эксплуатации по сравнению с режимом постоянного обогрева. ■
ЛИТЕРАТУРА
1. СП 36.13330.2012. Магистральные трубопроводы. Актуализированная редакция СНиП 2.05.06-85* (с Изменением № 1) [Электронный ресурс]. Режим доступа: http://docs.cntd.ru/document/1200103173 (дата обращения: 12.11.2018).
2. Калюжный И.Л., Лавров С.А. Гидрофизические процессы на водосборе: Экспериментальные исследования и моделирование. СПб.: Нестор-История, 2012. 616 с.
3. Павлов А.В. Теплообмен почвы с атмосферой в северных и умеренных широтах территории СССР. Якутск: ЯКН, 1975. 304 с.
4. Справочник по строительству на вечномерзлых грунтах / под. ред. Ю.Я. Велли, В.И. Докучаева, Н.Ф. Федорова. Л.: Стройиздат, 1977. 552 с.
5. Клименко В.В., Клименко А.В., Андрейченко Т.Н. Энергия, природа и климат. M.: Изд-во МЭИ, 1997. 216 с.
6. Матвеев Л.Т. Курс общей метеорологии. Физика атмосферы. Л.: Гидрометеоиздат, 1984. 752 с.
7. Никольский Б.П. Справочник химика. Т. 5. Сырье и продукты промышленности неорганических веществ, процессы и аппараты, коррозия, гальванотехника, химические источники тока. М.-Л.: Химия, 1968. 976 с.
8. Королев В.А., Блудушкина Л.Б. Взаимосвязь потенциала влаги в грунтах с параметрами испарения из них воды // Инженерная геология. 2015. № 3. С. 22-33.
9. Гальперин Б.М. Турбулентный тепло- и влагообмен поверхности суши и водоемов. Л.: ЛГМИ, 1970. 101 c.
10. Марков Е.В., Пульников С.А. Теоретическое исследование методов инженерной защиты подземных трубопроводов от морозного пучения на участках прерывистого распространения многолетнемерзлых грунтов // Газовая промышленность. 2018. № 5. С. 68-75.
11. Markov E.V., Pulnikov S.A., Sysoev Yu.S. Mathematical Model for Frost Heaving Normal Force Calculation // International Journal of Applied Engineering Research. 2018. Vol. 13. No. 1. P. 612-616.
12. Орлов В.О. Криогенное пучение тонкодисперсных грунтов. М.: Изд-во АН СССР, 1962, 188 с.
13. ВСН 29-85. Проектирование мелкозаглубленных фундаментов малоэтажных сельских зданий на пучинистых грунтах [Электронный ресурс]. Режим доступа: http://files.stroyinf.ru/Data1/5/5293/ (дата обращения: 12.11.2018).
14. Даниэлян Ю.С., Яницкий П.А. Особенности неравновесного перераспределения влаги при промерзании и оттаивании дисперсных грунтов // Инженерно-физический журнал. 1983. Т. 44. № 1. С. 91-98.
15. Иванов И.А., Кушнир С.Я. Магистральные трубопроводы в районах глубокого сезонного промерзания пучинистых грунтов. СПб.: Недра, 2010. 176 с.
16. Роман Л.Т., Котов П.И., Царапов М.Н. Модуль деформации мерзлых грунтов при компрессионных испытаниях // Основания, фундаменты, механика грунтов. 2016. № 5. С. 35-40.
17. СП 22.13330.2011 Основания зданий и сооружений. Актуализированная редакция СНиП 2.02.01-83* [Электронный ресурс]. Режим доступа: http://docs.cntd.ru/document/1200084710 (дата обращения: 12.11.2018).
18. ГОСТ 28622-2012. Грунты. Метод лабораторного определения степени пучинистости [Электронный ресурс]. Режим доступа: http://docs.cntd.ru/ document/1200101299 (дата обращения: 12.11.2018).
19. Карнаухов М.Ю., Лазарев С.А., Пульников С.А., Сысоев Ю.С. Исследование процесса формирования эксплуатационного положения протяженных участков МГ Уренгой - Челябинск в сложных гидрогеологических условиях // Газовая промышленность. 2015. № S2 (724). С. 53-58.
20. Основы геокриологии. Ч. 1. Физико-химические основы геокриологии / под ред. Э.Д. Ершова. М.: Изд-во МГУ, 1995. 368 с.
REFERENCES
1. Code Specification SP 36.13330.2012. Trunk Pipelines. Updated Edition of Construction Norms and Regulations 2.05.06-85* (with Amendment No. 1) [Electronic source]. Access mode: http://docs.cntd.ru/document/1200103173 (access date: November 12, 2018). (In Russian)
2. Kalyuzhny I.L., Lavrov S.A. Hydrophysical Processes in the Catchment Area: Experimental Research and Modeling. Saint Petersburg, Nestor-Istoriya, 2012, 616 p. (In Russian)
3. Pavlov A.V. Soil Heat Exchange with the Atmosphere in the Northern and Temperate Latitudes of the USSR. Yakutsk, YaKN, 1975, 304 p. (In Russian)
4. Handbook of Construction on Permafrost Soils. Edited by Yu.Ya. Velli, V.I. Dokuchaev, N.F. Fedorov. Leningrad, Stroyizdat, 1977, 552 p. (In Russian)
5. Klimenko V.V., Klimenko A.V., Andreychenko T.N. Energy, Nature and Climate. Moscow, Publishing House of the Moscow Power Engineering Institute, 1997, 216 p. (In Russian)
6. Matveev L.T. Course of General Meteorology. Physics of the Atmosphere. Leningrad, Gidrometeoizdat, 1984, 752 p. (In Russian)
7. Nikolsky B.P. Chemist Handbook. Vol. 5. Raw Materials and Products of Inorganic Substances, Processes and Apparatus, Corrosion, Electroplating, Chemical Current Sources. Moscow, Leningrad, Khimiya, 1968, 976 p. (In Russian)
8. Korolev V.A., Bludushkina L.B. Interrelation of Moisture Potential in Soils with Parameters of Water Evaporation from Them. Inzhenernaya geologiya = Engineering Geology, 2015, No. 3, P. 22-33. (In Russian)
9. Galperin B.M. Turbulent Heat and Moisture Exchange of the Surface of Land and Water Bodies. Leningrad, Publishing House of the Leningrad Hydrometeorological Institute, 1970, 101 p. (In Russian)
10. Markov E.V., Pulnikov S.A. Theoretical Study of Engineering Protection Methods of Underground Pipelines from Frost Heaving in Areas of Intermittent Distribution of Permafrost. Gazovaya promyshlennost' = Gas Industry, 2018, No. 5, P. 68-75. (In Russian)
11. Markov E.V., Pulnikov S.A., Sysoev Yu.S. Mathematical Model for Frost Heaving Normal Force Calculation. International Journal of Applied Engineering Research, 2018, Vol. 13, No. 1, P. 612-616.
12. Orlov V.O. Cryogenic Swelling of Fine Soils. Moscow, Publishing House of the Academy of Sciences of the USSR, 1962, 188 p. (In Russian)
13. Industry-Specific Code of Practice VSN 29-85. Design of Shallow-Depth Foundations of Low-Rise Rural Buildings on Heaving Soils [Electronic source]. Access mode: http://files.stroyinf.ru/Data1/5/5293/ (access date: November 12, 2018). (In Russian)
14. Danielyan Yu.S., Yanitskii P.A. Peculiarities of the Nonequilibrium Distribution of Moisture in the Freezing and Thawing of Disperse Soils. Journal of Engineering Physics and Thermophysics. 1983, Vol. 44, No. 1, P. 76-82.
15. Ivanov I.A., Kushnir S.Ya. Main Pipelines in the Regions of Deep Seasonal Freezing of Heaving Soils. Saint Petersburg, Nedra, 2010, 176 p. (In Russian)
16. Roman L.T., Kotov P.I., Tsarapov M.N. Modulus of Deformation of Frozen Soils during Compression Testing. Osnovaniya, fundamenty, mekhanika gruntov = Bases, Foundations, Soil Mechanics, 2016, No. 5, P. 35-40. (In Russian)
17. Code Specification SP 22.13330.2011. Soil Bases of Buildings and Structures. Updated Edition of Construction Norms and Regulations 2.02.01-83* [Electronic source]. Access mode: http://docs.cntd.ru/document/1200084710 (access date: November 12, 2018). (In Russian)
18. State Standard 28622-2012. Soils. Laboratory Method for Determination of Frost-Heave Degree [Electronic source]. Access mode: http://docs.cntd.ru/ document/1200101299 (access date: November 12, 2018). (In Russian)
19. Karnaukhov M.Yu., Lazarev S.A., Pulnikov S.A., Sysoev Yu.S. Study of the Operational Position Formation of Extended Sections of the Urengoy -Chelyabinsk Main Gas Pipeline in Complex Hydrogeological Conditions. Gazovaya promyshlennost' = Gas Industry, 2015, No. S2 (724), P. 53-58. (In Russian)
20. Fundamentals of Geocryology. Part 1. Physical and Chemical Principles of Geocryology. Edited by E.D. Ershov. Moscow, Publishing House of the Moscow State University, 1995, 368 p. (In Russian)
