CC BY-NC
13
ДРУГИЕ ВОПРОСЫ МОРСКОЙ ТЕХНИКИ
DOI: 10.24937/2542-2324-2021-3-397-141-150 УДК 629.5.018
А.И. Дульнев , А.Ю. Будаев, C.B. Вербицкий , М.Г. Коваль
ФГУП «Крыловский государственный научный центр», Санкт-Петербург, Россия
РАЗРАБОТКА ЗАЩИТНОЙ КОНСТРУКЦИИ СТЕНДА ДЛЯ ПНЕВМАТИЧЕСКИХ ИСПЫТАНИЙ ЭЛЕМЕНТОВ ОБОРУДОВАНИЯ СИСТЕМЫ ПОДВОДНОЙ ДОБЫЧИ
Объект и цель научной работы. Рассматривается защитная конструкция стенда для пневматических испытаний элементов оборудования системы подводной добычи применительно к открытому бассейну ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Цель работы - обоснование конструктивных параметров, обеспечивающих безопасность в условиях аварийной разгерметизации испытуемого оборудования.
Материалы и методы. Используются методы компьютерного моделирования, на основе которых выполнен анализ газодинамических процессов формирования поражающих факторов и их воздействия на защитную конструкцию. Основные результаты. Представлены результаты проектной разработки плавучего погружного защитного сооружения. Приведены результаты расчетных оценок параметров воздействия поражающих факторов и сопротивляемости защитного сооружения в условиях гипотетической аварии при пневматических испытаниях оборудования. Заключение. Предложенный вариант конструкции защитного сооружения при выбранных условиях погружения в открытый бассейн и заданных условиях пневматических испытаний (давление 69 МПа, объем азота 1 м3) предотвращает выход опасных поражающих факторов в окружающую среду. Следовательно, проведение испытаний не будет представлять опасности для персонала, а также производственной инфраструктуры предприятия. Ключевые слова: пневматические испытания, бассейн, поражающие факторы, защитная конструкция. Автор заявляет об отсутствии возможных конфликтов интересов.
MISCELLANEOUS
DOI: 10.24937/2542-2324-2021-3-397-141-150 UDC 629.5.018
A. Dulnev , A. Buydaev, S. Verbitsky , M. Koval
Krylov State Research Centre, St. Petersburg, Russia
DEVELOPMENT OF PNEUMATIC TEST RIG PROTECTION FOR ELEMENTS OF UNDERWATER OIL & GAS PRODUCTION SYSTEM
Object and purpose of research. This paper discusses protective structure for a pneumatic test rig intended for experiments with the elements of underwater mining system at KSRC Open Test Tank. The purpose of this study was to justify the design parameters ensuring the safety in case of an emergency leakage from the tested equipment.
Materials and methods. The study followed the methods of computer-based simulation to analyse gas dynamics of leakage escalation and its effect upon the protective structure.
Для цитирования: Дульнев А.И., Будаев А.Ю., Вербицкий С.В., Коваль М.Г. Разработка защитной конструкции стенда для пневматических испытаний элементов оборудования системы подводной добычи. Труды Крыловского государственного научного центра. 2021; 3(397): 141-150.
For citations: Dulnev A., Buydaev A., Verbitsky S., Koval M. Development of pneumatic test rig protection for elements of underwater oil & gas production system. Transactions of the Krylov State Research Centre. 2021; 3(397): 141-150 (in Russian).
Main results. This paper presents development results of a floating submersible protective structure, with analytical estimates of hazardous factors and protection robustness in case of a hypothetical emergency during pneumatic tests of equipment.
Conclusion. Protective structure design suggested in this paper for given conditions of submerging into an open tank and given conditions of pneumatic tests (pressure 69 MPa, nitrogen volume 1 m3) prevents hazardous leakage to the environment. Accordingly, these tests will be safe for both personnel and test facilities. Keywords: pneumatic tests, test tank, hazardous factors, protective structure. The author declares no conflicts of interest.
Общая характеристика защитного сооружения
General description of protective structure
Общий вид открытого водоема с размещенным в нем защитным сооружением и схема водоема приведены на рис. 1 и 2. Габаритные размеры защитного сооружения выбирались главным образом исходя из возможности размещения испытуемого оборудования. В горизонтальном сечении сооруже-
ние представляет собой восьмиугольник со стороной примерно 3540 мм и диагональю 9260 мм. Высота сооружения - 8600 мм.
Пневматические испытания и поражающие факторы
Pneumatic tests and hazardous factors
Пневматические испытания оборудования подводного добычного комплекса (ПДК) проводятся азотом под давлением 69 МПа. Максимальный объем
Рис. 1. Общий вид расположения защитного сооружения в водоеме
Fig. 1. General arrangement of protective structure in the open tank
Рис. 2. Схема водоема и место расположения защитного сооружения
Fig. 2. Layout of the tank
and location of protective structure
азота внутри оборудования составляет 1 м . В соответствии со схемой испытаний оборудование помещается внутрь защитного сооружения, которое, в свою очередь, опускается на дно водоема.
Основной гипотетической аварией является разгерметизация оборудования при максимальных величинах давления и объема азота, обусловленная разрушением крепления и отрывом одного из установленных на оборудовании элементов (крышка-заглушка, штуцер и т.п.). Исходя из номенклатуры испытуемого оборудования, выбирались типовые элементы, наиболее широко охватывающие их возможные размеры и массу, а также диаметр отверстия, из которого будет истекать азот при отрыве элемента, а именно:
■ крышка верха фонтанной арматуры (ФА) массой М2 = 2500 кг; диаметр крышки 920 мм, диаметр отверстия 640 мм;
■ крышка на выкидную линию ФА массой М1 = 310 кг; диаметр крышки 460 мм, диаметр отверстия 190 мм;
■ штуцер массой М0 = 70 г; диаметр штуцера и отверстия 9,5 мм.
В общем случае защитное сооружение должно обеспечивать полную локализацию поражающих факторов, возникающих при аварии, либо ограничивать их распространение так, чтобы предотвратить опасное воздействие на персонал, инфраструктуру и окружающую среду. При этом само защитное сооружение может получать те или иные повреждения.
Защитная конструкция в виде герметичного кессона
Protective structure: leakproof caisson
Для обеспечения полной локализации поражающих факторов требуется создание прочного герметичного кессона, выдерживающего значительное квазистатическое давление при истечении азота из испытуемого оборудования. Для уменьшения воздействия на стенки кессона оторвавшихся элементов его внутреннюю полость целесообразно заполнять водой. В этом случае оценка установившегося квазистатического давления в кессоне может быть получена на основе совместного решения уравнения адиабатического расширения азота и уравнения сжимаемости воды:
Давление, МПа 35
œ
V,
è Vi.
и AV = -ß ApV0
А
Р2
где рь У\, р2, У2 - начальные и конечные давления и объем азота соответственно; к - показатель адиа-
50 100 150 200 250 300 350 400 450 Начальный объем воды в кессоне, м3
Рис. 3. Оценка установившегося квазистатического давления в герметичном кессоне Fig. 3. Steady quasistatic pressure in leakproof caisson (estimated)
баты, AV - изменение объема воды при изменении давления Ap; V0 - начальный объем воды в кессоне; ß - сжимаемость воды.
На рис. 3 приведена зависимость установившегося давления в кессоне от начального объема воды при различном начальном объеме азота и его начальном давлении 69 МПа. Для типового оборудования ПДК минимальный объем воды в герметичном кессоне может составлять 150-200 м3. При таком объеме воды установившееся давление в кессоне будет достигать 20 МПа. Создание конструкций, выдерживающих такое давление, требует неприемлемо больших конструктивных размеров основных несущих элементов кессона (обшивки и балок набора) и является нерациональным.
Водопроницаемая конструктивная защита
Watertight structural protection
Анализ газодинамических процессов формирования поражающих факторов (азота и газоводяного фонтана под большим давлением, заглушки, оторвавшейся от оборудования, и т.п.) при разгерметизации кессона показывает, что основную опасность представляет выброс поражающих факторов в атмосферу. В связи с этим в качестве основного варианта защитного сооружения была принята конструктивная схема, в которой отсутствуют боковые стенки, что обеспечивает при аварийной разгерметизации оборудования свободное распространение давления во всех направлениях и перетекание воды из сооружения в бассейн. Основным защитным элементом сооружения явля-
Рис. 4. Конструктивная схема защитного Рис. 5. Общий вид сооружения с оборудованием
сооружения для испытаний
Fig. 4. Design layout of protective structure Fig. 5. General view of the structure with test equipment
ется крыша, которая должна предотвращать выброс опасных поражающих факторов в атмосферу. Она располагается на глубине примерно 1 м от поверхности воды. Для обеспечения погрузки оборудования крыша крепится к фланцу опорной конструкции при помощи болтовых соединений. На рис. 4 и 5 показаны конструктивная схема и общий вид сооружения с размещенным в нем оборудованием.
Плавучее погружное защитное сооружение
Floating submersible protective structure
В состав плавучего погружного защитного сооружения входят: ■ защитная конструкция;
■ понтоны плавучести;
■ вспомогательные элементы плавучести.
Защитная конструкция, показанная на рис. 4,
представляет собой проницаемый с боковых сторон пространственный восьмигранный каркасный модуль с непроницаемым днищем и прочной непроницаемой крышей. Защитная конструкция снабжена внешними боковыми рамами для крепления 4 понтонов плавучести.
Каждый из 4 понтонов плавучести (рис. 6) выполнен в виде объемной призматической корпусной конструкции, в оконечностях которой установлены соединительные устройства, снабженные плоскими шарнирами, обеспечивающими последовательное соединение понтонов в замкнутый контур.
Рис. 6. Понтон плавучести Fig. 6. Buoyant pontoon
Понтоны разделены двумя внутренними водонепроницаемыми поперечными переборками на 3 отсека. Каждый отсек в палубной части снабжен горловиной с водонепроницаемой фланцевой крышкой для доступа внутрь. В палубу понтона встроены специальные стаканы для стравливания воздуха из отсека при погружении и подаче воздуха низкого давления в отсек при всплытии.
Помимо понтонов применяются вспомогательные элементы плавучести с пенополиуретановым наполнением (рис. 7). Предусмотрено 4 вспомогательных элемента плавучести, закрепляемых симметрично на наружных сторонах защитной конструкции.
В собранном состоянии плавучее погружное защитное сооружение представляет собой плавучую систему, внутри которой установлена защитная конструкция, опирающаяся на 4 понтона, расположенные по ее наружному периметру и последовательно соединенные с помощью плоских шарниров.
Защитная конструкция жестко присоединена к понтонной системе опорными узлами с быстро-разъемными соединениями. На боковых сторонах защитной конструкции закреплены вспомогательные элементы плавучести.
Последовательность подготовки к проведению испытаний
Test preparation sequence
Операции выполняются в следующем порядке:
1. Сборка понтонов в замкнутый контур на поверхности акватории.
2. Установка защитной конструкции (со снятой крышей) на понтонную систему с помощью мобильного крана с выполнением необходимой центровки, обеспечивающей ровную посадку всего сооружения на плаву. Производится крепление защитной конструкции к понтонам с помощью быстроразъемных соединений.
3. Монтаж испытуемого нефтегазового оборудования внутри защитной конструкции к балкам днищевого перекрытия.
4. Установка крыши защитной конструкции в штатное положение и ее крепление. Крепление крыши предусматривает монтаж болтовых соединений по периметру фланца соединяемых конструкций.
5. Установка и крепление дополнительных элементов плавучести на боковые поверхности защитной конструкции.
Рис. 7. Вспомогательный элемент плавучести (a)
и защитная конструкция в сборе со вспомогательными
элементами плавучести (b)
Fig. 7. Auxiliary buoyant unit (a) and protective structure
with auxiliary buoyant units (b)
6. Балластировка плавучего сооружения выполняется посредством твердого балласта, который закладывается в днище защитной конструкции. Количество балласта зависит от массы испытуемого изделия и контролируется по достижению расчетной осадки плавучего сооружения.
7. Буксировка плавучего сооружения в глубоководную часть открытого бассейна и его фиксация производятся с помощью береговых лебедок.
8. Монтаж системы погружения-всплытия. Производится монтаж трубопровода воздуха низкого давления системы погружения-всплытия со сборкой гибких рукавов в единый трубопровод и его присоединение к воздушному коллектору в береговой части стенда и к палубным стаканам на понтонах.
9. Проверка посадки плавучего сооружения перед погружением осуществляется визуально по грузовым маркам на корпусах понтонов. Выявленные наклонения компенсируются перемещением или добавлением твердого балласта.
10. К испытуемому оборудованию подключается трубопровод подвода испытательной среды. Подключаются системы и оборудование, обеспечивающие испытания согласно программе и методике испытаний для конкретного вида оборудования.
11. Путем открытия клапанов в системе воздуха низкого давления обеспечивается погружение плавучего погружного защитного сооружения. После погружения стенд готов к испытаниям.
Расчетное определение параметров поражающих факторов
Calculation of hazardous factors
Для рассматриваемой конструктивной схемы защитного сооружения основными поражающими факторами в условиях приведенных выше типовых вариантов аварийной разгерметизации оборудования являются оторвавшиеся элементы оборудования и формирующееся в воде в результате истечения азота поле давлений.
Для оценки параметров поражающих факторов использовалось компьютерное моделирование с использованием программ LS-DYNA и AUTO-DYN. Для моделирования воды использовалось полиномиальное уравнение состояния. Задавалось условие запрета отрицательных давлений в воде. Для азота и воздуха использовалось уравнение состояния идеального газа. Выбор размеров расчетной области и граничных условий осуществлялся в зависимости от рассматриваемого варианта задачи. Размер конечных элементов выбирался так, чтобы его влияние на результаты моделирования было минимальным. Все расчеты выполнялись в консервативной постановке, т. е. задавались максимальные объем азота (1 м3) и давление (69 МПа). Объем азота моделировался цилиндром с отношением диаметра к высоте ~1. Цилиндр ограничивался жесткими непроницаемыми стенками. На одном из торцов, направленных в сторону границы вода-воздух, создавалось отверстие, из которого истекал
Скорость, м/с
- М0 ----Мх .......... М2 ..
/ . / / /
__// ( /* / ^ / /
/ \(
0 0,01 0,02 Время, с
Рис. 8. Скорость движения оторвавшихся элементов при истечении азота в безграничную жидкость
Fig. 8. Velocity of separated elements during nitrogen leakage to infinite fluid
азот. Отверстие закрывалось жестким недеформи-руемым телом, которое не имело закреплений. Размеры отверстия и соответствующие размеры и масса тела выбирались в зависимости от типа рассматриваемого оторвавшегося элемента.
Для выбора наиболее опасных параметров оторвавшихся элементов выполнялась сравнительная оценка максимальной скорости разгона указанных выше элементов массой М0, М1 и М2. В начальный момент времени элемент располагался вплотную к отверстию, из которого начинает истекать азот и разгонять его. Движение элемента направлено под углом 90° к горизонтальной плоскости без вращения. Полагалось, что его разгон и истечение азота происходит в безграничной жидкости. На рис. 8 приведены графики зависимости скорости элемента от времени. Как видно, максимальная скорость разгона реализуется для элемента М2 = 2500 кг - крышка верха ФА и достигает величины примерно 70 м/с. С учетом этого дальнейший анализ параметров поражающих факторов и выполнялся применительно к данному элементу.
Приведенный выше вариант расчета предполагает одновременное разрушение всех элементов (болтов) крепления крышки. В действительности разрушение креплений таких массивных элементов, как правило, происходит неравномерно, и тогда отрыв крышки будет происходить под некоторым углом к плоскости крепления. Это будет приводить к изменению траектории и скорости движения элемента и, соответственно, скорости и угла подхода крышки к крыше защитного сооружения. Такой случай разрушения креплений был рассмотрен для 3 вариантов начального угла поворота крышки относительно горизонтальной плоскости (а = 30°, 45° и 60°) при отрыве. Начальная угловая скорость вращения крышки полагалась равной нулю. Влияние крыши сооружения на движение крышки не учитывалось.
На рис. 9 (см. вклейку) изображены графики, иллюстрирующие движение крышки при указанных начальных углах поворота крышки, а на рис. 10 -картина процесса в различные моменты времени.
Из приведенных результатов расчетов следует, что при начальном угле отклонения от горизонтальной плоскости 30° и 45° крышка долетает до поверхности воды (места расположения крыши сооружения), отклоняясь от вертикали примерно на 1,5-1,7 м. При этом максимальная по модулю вертикальная составляющая скорости достигает 5560 м/с. В процессе движения угол наклона крышки относительно горизонтальной плоскости изменяет-
ся. Наиболее заметно это имеет место при начальном угле а = 45°. В этом случае к моменту достижения поверхности воды угол с горизонталью составил примерно 50-60°, т.е. удар крышки по крыше защитного сооружения может происходить ребром. При начальном угле а = 60° крышка «заваливается» в сторону практически без смещения в вертикальном направлении. Таким образом, наибольшую опасность ударного воздействия крышки на крышу защитного сооружения представляет вариант отрыва при начальном угле а = 45°. Для этого варианта была выполнена оценка влияния крыши сооружения на параметры движения крышки. Крыша моделировалась граничным условием в виде жесткой стенки. Основное влияние наличие крыши оказывает на вертикальную составляющую скорости, которая уменьшается примерно на 25 %. Остальные параметры движения крышки (горизонтальная составляющая скорости, дистанция отклонения от вертикали, угол подхода к крыше) практически не изменяются.
При аварии помимо ударного воздействия крышки на крышу будет действовать нестационарное динамическое давление, формирующееся при истечении азота в воду. Для получения консервативных оценок давления задача решалась в осесим-метричной постановке. На рис. 11 (см. вклейку) приведены поля давлений в разные моменты времени в процессе истечения азота (из рассмотрения исключена область, заполненная азотом, поскольку интерес представляет давление в воде). Для оценки уровня нагружения крыша разбивалась на 5 кольцевых зон, для каждой из которых давление усреднялось по площади и определялась его зависимость от времени (рис. 12, см. вклейку, нумерация зон от центра к краю).
Максимальное давление в средней части крыши достигает 5 МПа. Причем это давление реализуется не в начальные моменты времени, когда в азоте еще сохраняется большое давление, а примерно в середине всего процесса нагружения крыши. Это обусловлено движением вверх крышки с переменным ускорением, что вызывает дополнительное сжатие воды. Давление от центра к краю крыши уменьшается примерно по линейному закону и на краю не превышает 1 МПа. Во времени в каждой зоне давление уменьшается достаточно медленно. В зависимости от рассматриваемого района крыши наиболее заметно оно начинает уменьшаться после 27-35 мс, что связано с вытеснением воды азотом из района действия давления. Когда вода практически полностью вы-
а = 30°
а = 45°
а = 60°
Рис. 10. Процесс движения крышки при различных начальных углах отрыва а
Fig. 10. Lid trajectory depending on initial separation angle а
тесняется, давление на крышу стремится к нулю. Общая продолжительность действия давления составляет 35-40 мс. Следует отметить, что удар крышки происходит после окончания действия давления в воде и соответствует моменту времени около 50 мс (рис. 8). Это позволяет при оценках прочности крыши независимо рассматривать ударное воздействие и действие давления.
Оценка прочности конструкции защитного сооружения
Strength assessment of protective structure
Как показано выше, основным защитным элементом является крыша сооружения, которая испытывает наибольший уровень воздействия поражающих факторов.
Целью расчетной оценки прочности крыши являлось обоснование ее конструктивных размеров (толщина обшивки, параметры набора), обеспечивающих предотвращение распространения поражающих факторов в атмосферу. При этом полагалось, что конструктивные элементы крыши могут получать повреждения (значительные пластические деформации, небольшие разрывы), однако крыша должна сохранять свое положение на опорах. Поскольку при значительных повреждениях предусматривается замена крыши защитного сооружения, ее крепление к опорам осуществляется при помощи болтовых соединений, расчет прочности которых может быть выполнен в соответствии с основными положениями и зависимостями, приведенными в [3, 4].
Оценка прочности и возможных повреждений крыши выполнялась применительно к наиболее опасной аварии - отрыв крышки ФА массой 2500 кг. В результате такой аварии на крышу будет воздействовать гидродинамическое давление и непосредственный удар крышки. Как отмечалось выше, эти два воздействия можно рассматривать независимо: сначала действует давление, а затем удар. Прочность и возможные повреждения оценивались на основе расчетов и анализа напряженно-деформированного состояния (НДС) крыши. Расчет НДС на воздействие давления выполнялся с использованием программы А№У8, на ударное воздействие крышки - с использованием программы Ь8-БУКА. В качестве материала конструктивных элементов крыши принималась сталь типа Б40 по ГОСТ 52927.
В рассматриваемой постановке задачи, когда допускается частичное разрушение крыши, в качестве критерия, при котором будет обеспечиваться достаточная сопротивляемость крыши (по признаку предотвращения распространения поражающих факторов в атмосферу), принимался критический уровень деформаций по Мизесу. Величина критических деформаций конструктивных элементов (вне района сварных соединений) определялась в соответствии с экспериментальной зависимостью, предложенной Г.А. Смирновым-Аляевым [5, 6]:
гсг = 2 гр ехр(-0,72 П),
^ о, + о2 + о3 где П = —---- - коэффициент жесткости
о
напряженного состояния; с,, 2, 3 - главные напряжения, о,- - интенсивность напряжений по Мизесу; е,р = -1н (1 - у) - деформация к моменту разрыва
при растяжении (для одноосного растяжения П = 1 и, следовательно, г,сг ~ е,р). На выпуклой поверхности изгибаемого листа П = 1,732 при двухосном растяжении П = 2. Для стали D40 е,-p ~ 80 %. В соответствии с предварительным анализом НДС крыши коэффициент жесткости для различных конструктивных элементов (настил, элементы набора) лежит в диапазоне примерно 1,7...2. Тогда е,сг = 4045 %. С учетом снижения предельной деформационной способности сталей при динамическом нагружении примерно на 20-30 % [7] принималось е,сг = 30 %. Для сварных соединений в области растяжения с учетом данных, приведенных в [7], еГ = 10-15 %.
На рис. 13 (см. вклейку) принятая конструктивная схема и компьютерная модель крыши. Настил крыши имеет переменную толщину от 10 до 20 мм. Наибольшее утолщение расположено в районе опорного контура - болтовых соединений. Набор крыши образован радиальными и окружными балками. Радиальные и окружные балки основного
14x200
набора имеют тавровый профиль -, проме-
10x400
жуточные - уголковый 140*90*8. Настил крыши разделен радиальными балками на 16 секторов. На фланце каждого сектора расположено по 4 болтовых соединения. Масса крыши примерно 14,5 т. Конечно-элементная модель крыши (настил, балки таврового профиля, уголки) строилась с использованием элементов типа SHELL. Для материала использовалась билинейная диаграмма зависимости «деформация - напряжение» (тангенциальный модуль упрочнения 2000 МПа). Для реализации граничных условий задавались ограничения перемещений по 3 осям для узлов, в которых предусматривается установка болтов. Оторвавшаяся крышка ФА моделировалась элементами типа SOLID. Взаимодействие крыши с водой учитывалось по гипотезе несжимаемой жидкости (с использованием присоединенной массы). На ранней стадии движения (примерно до t = 6 мс) учитывалось давление излучения по гипотезе плоского отражения (пропорционально скорости движения конструкции).
Присоединенная масса оценивалась с помощью численного моделирования с использованием процедуры MODAL в программе ANSYS. Определялись первые собственные частоты колебания конструкции с учетом и без учета жидкости. Для моделирования жидкости использовались акустические элементы FLUID30. Учитывалась жидкость над
Давление, МПа 5
4
3 2 1
0,005 0,01 0,015 0,02 0,025 Время, с
зона 1 зона 2 зона 3 зона 4 зона 5
Рис. 12. Зависимость давления от времени в различных зонах по радиусу крыши Fig. 12. Time history of pressure at different radial locations on the roof
Рис. 14. Распределение деформаций по Мизесу в конструктивных элементах при действии давления (вид со стороны набора)
Fig. 14. Distribution of pressure-induced Mises strains in structural elements (looking from the grillage)
Рис. 15. Распределение деформаций по Мизесу в конструктивных элементах при ударе крышки фонтанной арматуры (вид со стороны набора)
Fig. 15. Distribution of pressure-induced Mises strains in structural elements due to the impact of the tree cap (looking from the grillage)
Fringe Levels 0,30--0,25 - * 0,20 - -0,15 - -0,10 - -0,05 -1 0
Рис. 13. Конструктивная схема и компьютерная модель крыши защитного сооружения Fig. 13. Design layout and computer-based model of protective structure roof
Скорость, м/с 20
10
а)
-10
-20 -30
-30°
-45°
0,01
0,02
0,03
0,04
Время, с
Рис. 9. Скорость и траектория движения центра масс крышки массой 2500 кг:
a) горизонтальная составляющая скорости крышки;
b) вертикальная составляющая скорости крышки;
c) траектория центра масс крышки
Fig. 9. CoG speed and trajectory of 2500 kg lid:
a) the horizontal component of speed of the lid;
b) the vertical component of speed of the lid;
c) trajectory of the center mass of the lid
Скорость, м/с 70 60 50 40 30 20 10 0 -10
Ъ)
о
У, м 4 3 2 1 0 -1
-30° -45° -60°
0,01
0,02
0,03
0,04
Время, с
с)
— 30° — 45° — 60° — граница вода-в
оздух
-4
-2
X, м
Fringe Levels 1.000е+07 9.000е+06 8.000е+06 7.000е+06 б.ОООе+Об 5.000е+06_ 4.000е+06_ 3.000е+06 2.000е+06 1.000е+06 -0.000е+00
1
■D
Рис. 11. Поля распределения давлений в воде при истечении азота Fig. 11. Pressure fields in water during nitrogen leakage
крышей и наличие дна водоема. Присоединенная масса жидкости может быть оценена через величи-
ну к -
Ml
è M 0
è À2 0
где M1, Ài - масса и низшая
частота конструкции в воздухе; М2, Х2 - масса и низшая частота конструкции с учетом присоединенной массы. В соответствии с полученными результатами = 24,5 Гц и Х2 = 15 Гц. Соответственно, к = 2,7 и присоединенная масса будет составлять М^ = 1,7МЬ
Рис. 14 (см. вклейку) иллюстрирует НДС конструктивных элементов крыши при действии давления, приведенного на рис. 12. Максимальный уровень деформаций реализуется к концу процесса действия давления, примерно к 40 мс. При этом наибольшие деформации имеют место в полке окружной балки, расположенной в районе середины крыши, и достигают 27 %. Наибольшие деформации в настиле вне сварных соединений составляют около 25 % и также имеют место в средней части крыши. Наибольшие деформации примерно 15 % в сварном соединении между частями настила 10 и 14 мм носят локальный характер и не представляют опасности с точки зрения катастрофического разрушения конструкции. В целом из анализа НДС следует, что при действии давления возможны небольшие локальные разрушения конструкции, однако эти разрушения не являются критичными для выполнения основной функции крыши - ограничения распространения поражающих факторов в атмосферу.
Рис. 15 (см. вклейку) иллюстрирует НДС крыши при ударе крышки ФА. Рассматривался наиболее опасный случай удара - ребром под углом с горизонталью 60°. При этом нормальная и касательная составляющие скорости удара равны 45 и 25 м/с соответственно. Район удара находится примерно на расстоянии 1,6 м от центра крыши. Максимальный уровень пластических деформаций при данных условиях нагружения реализуется локально в настиле, куда приходится удар ребром крышки. Величина возникающих деформаций не превышает 25-30 % и не является критичной, поскольку реализуется вне сварных соединений. В районе сварных соединений величина пластических деформаций не превышает 10 %. Таким образом, будет обеспечиваться полное торможение крышки.
Для сохранения положения крыши на опорах могут быть применены болты М100 из стали 35Х.
Заключение
Conclusion
В статье представлены результаты проектной разработки плавучего погружного защитного сооружения, предназначенного для проведения пневматических испытаний элементов оборудования ПДК в открытом опытовом бассейне.
Приведены результаты расчетных оценок параметров воздействия и сопротивляемости защитного сооружения в условиях гипотетической аварии при пневматических испытаниях оборудования ПДК, связанной с разгерметизацией испытуемого оборудования. Для выбранной конструкции основным защитным элементом является крыша.
В пределах принятых исходных допущений, обеспечивающих консервативную оценку прочности, предложенный вариант конструкции защитного сооружения при выбранных условиях погружения в открытый бассейн и заданных условиях пневматических испытаний (давление 69 МПа, объем азота 1 м3) предотвращает выход опасных поражающих факторов в окружающую среду. Следовательно, проведение испытаний не будет представлять опасности для испытательного и иного персонала, а также производственной инфраструктуры ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Возможные повреждения защитного сооружения в ходе пневматических испытаний при нештатных ситуациях, включая истечения испытательной среды (азота) и отрыв элементов оборудования, являются устранимыми путем замены отдельных элементов конструкции.
Список использованной литературы
1. РД 26-12-29-88. Правила проведения пневматических испытаний изделий на прочность и герметичность: утв. и введен в действие письмом Мин-химмаш СССР от 27.01.1989 № 1-10-4/61. Москва, [1988]. 39 с.
2. РД 5.9918-83. Требования безопасности при пневматических испытаниях: утв. М-вом суд. пром-ти: дата введения 01.01.1985. [Б. м., б. г.]. 21 с. (Система стандартов безопасности труда) (Системы судовые и системы судовых энергетических установок).
3. БиргерИ.А., ШоррБ.Ф., Иосилевич Г.Б. Расчет на прочность деталей машин. 4-е изд., перераб. и доп. Москва: Машиностроение, 1993. 639 с.
4. Абрамович С.Ф., КрючковЮ.С. Динамическая прочность судового оборудования. Ленинград: Судостроение, 1967. 511 с.
5. Смирнов-Аляев Г. А. Сопротивление материалов пластическому деформированию: Инженерные методы расчета операций пластич. обработки металлов. 2-е изд., перераб. и доп. Москва; Ленинград: Машгиз, 1961. 463 с.
6. Ионов В.Н., Селиванов В.В. Динамика разрушения деформируемого тела. Москва: Машиностроение,
1987. 272с.
7. Материалы для судостроения и морской техники: справочник: в 2 т. Т.1 / И.С. Аксаков, А.В. Анисимов, В.С. Антипов [и др.]; под ред. И.В. Горынина. Санкт-Петербург: Профессионал, 2009. 776 с.
References
1. Regulatory Document RD 26-12-29-88. Performance Rules for Strength and Leakproofness Tests. Approved and implemented by the USSR Ministry of Chemical Industry letter No. 1-10-4/61 dt. 27.01.1989. Moscow,
1988. 39 p. (in Russian).
2. Regulatory Document RD 5.9918-83. Safety Rules for Pneumatic Tests. Approved by the Ministry of Shipbuilding Industry. Implemented on January 01, 1985. 21 p. (in Russian).
3. I. Birger, B. Shorr, G. Iosilevich. Strength calculations of machine parts. Reference book. Moscow: Mashino-stroyeniye, 1993. 639 p. (in Russian).
4. S. Abramovich, Yu. Kryuchkov. Dynamic strength of ship equipment. Leningrad: Sudostroyeniye, 1967. 511 p. (in Russian).
5. G. Smirnov-Alyaev. Resistance of materials to plastic straining. Engineering calculation methods for plastic processing of metals. 2nd ed., rev. and enl. Moscow: Leningrad: Mashgiz, 1961. 463 p. (in Russian).
6. V. Ionov, V. Selivanov. Failure dynamics of strained body. Moscow: Mashinostroyeniye, 1987. 272 p. (in Russian).
7. I. Aksakov, A. Anisimov, V. Antipov et al. Under editorship of I. Gorynin. Materials for shipbuilding and marine technology: [in 2 volumes]. Vol. 1. St. Petersburg: Professional, 2009. 776 p. (in Russian).
Сведения об авторах
Дульнев Андрей Иванович, д.т.н., начальник лаборатории ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44. Тел.: +7 (812) 415-48-23. E-mail: [email protected]. https://orcid.org/0000-0003-3073-0576. Будаев Александр Юрьевич, инженер ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44. Тел.: +7 (812) 415-49-46. E-mail: [email protected]. Вербицкий Сергей Владимирович, к.т.н., начальник отдела ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44. Тел.: +7 (812) 415-49-93. E-mail: [email protected]. https://orcid.org/0000-0003-1915-132X. Коваль Михаил Георгиевич, к.т.н., ведущий научный сотрудник ФГУП «Крыловский государственный научный центр». Адрес: 196158, Россия, Санкт-Петербург, Московское шоссе, д. 44. Тел.: +7 (812) 415-47-56. E-mail: [email protected].
About the authors
Andrey I. Dulnev, Dr. Sci. (Eng.), Head of Laboratory, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoe sh., St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: +7 (812) 41548-23. E-mail: [email protected]. https://orcid.org/0000-0003-3073-0576.
Aleksandr Yu. Budaev, Engineer, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoe sh., St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: +7 (812) 415-49-46. E-mail: [email protected].
Sergey V.Verbitsky, Cand. Sci. (Eng.), Head of the Department, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoe sh., St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: +7 (812) 415-49-93. E-mail: [email protected]. https://orcid.org/0000-0003-1915-132X. Mikhail G. Koval, Cand. Sci. (Eng.), Lead Researcher, Krylov State Research Centre. Address: 44, Moskovskoe sh., St. Petersburg, Russia, post code 196158. Tel.: +7 (812) 415-47-56. E-mail: [email protected].
Поступила / Received: 15.06.21 Принята в печать / Accepted: 02.08.21 © Коллектив авторов, 2021
