Сборник докладов ИСИ 2015

ИНЖЕНЕРНО-СТРОИТЕЛЬНЫЙ ИНСТИТУТ КАФЕДРА ВОДОХОЗЯЙСТВЕННОГО И ГИДРОТЕХНИЧЕСКОГО СТРОИТЕЛЬСТВА

СЕКЦИЯ «ГИДРОТЕХНИЧЕСКОЕ СТРОИТЕЛЬСТВО»

УДК 627

П.П.Власов, П.О.Кузнецов, А.А.Папин, Н.Д.Беляев Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого

ОЦЕНКА ПАРАМЕТРОВ ЗАЩИТНОГО КРЕПЛЕНИЯ ОТКОСА ПО РОССИЙСКИМ НОРМАМ

Возможность размыва грунта у основания сооружений следует оценивать сравнением максимальной донной скорости Vb,max с допускаемыми значениями этих величин, при которых грунт остается устойчивым. При Vb,max > Vb,adm следует учитывать возможность размыва грунта у основания сооружения и при необходимости предусматривать мероприятия по защите от размыва [1, 3, 6-8]. Одним из наиболее распространенных способов защиты оснований ГТС является использование каменной наброски [1-5, 7, 9-15].

Для предварительной оценки определения необходимости крепления каменнонабросных сооружений в случае воздействия ветровых волн на эти ГТС можно использовать Приложение В СП 38.13330.2012 [8] и ВСП 33-03-07 МО РФ [6].

При креплении откосов, подверженных волновому воздействию, рваным камнем (горной массой), обыкновенными и фасонными бетонными и железобетонными блоками расчетную массу отдельного элемента m, т, следует определять при расположении камня или блока на участке откоса от верха сооружения до глубины z = 0,7h по формуле [8]

где h – высота волны; kfr – коэффициент, принимаемый по таблице В.1 [8], для любых фигурных блоков kfr = 0,008; m – плотность материала крепления; ρ – плотность воды; – угол наклона откоса к горизонту.

ВСНиП 2.06.04-82* в отличие от СП 38.13330.2012 указывается, что эта масса соответствует состоянию предельного равновесия от действия ветровых волн.

Расчетную обеспеченность высот волн в системе при определении устойчивости и прочности гидротехнических сооружений необходимо принимать не более 1% для оградительных сооружений откосного профиля и берегоукрепительных сооружений I, II классов и 5% для берегоукрепительных сооружений III, IV классов.

Всоответствии с ВСП 33-03-07 [6] массу m отдельного элемента, расположенного на участке откоса от верха сооружения до глубины z = 0,7h1%, соответствующую состоянию его предельного равновесия от действия волн, необходимо определять по формуле

где kfr = 0,004…0,008 для наброски различных типов фасонных блоков.

В этом случае расчетная масса элемента наброски получается умножением результата, полученного по формуле (2), на коэффициент надежности по ответственности сооруженияn ( n 1,25 для сооружения I класса; n 1,20 для сооружения II класса; n 1,15 для

сооружения III класса).

3

Результаты сопоставительных расчетов массы гексабитов по формулам (1) и (2) показывают, что для оградительных и берегоукрепительных ГТС 1 класса (рис. 1) при одинаковых параметрах волн расхождения составляют от 16% до 21%. При расчетах берегоукреплений III, IV классов это расхождение будет зависеть и от соотношения высот волн 1% и 5% обеспеченности.

Рис. 1. Разрез берегоукрепительного сооружения с защитой откоса наброской гексабитов

Проведенные в 2015 году экспериментальные исследования мола (рис. 2), подвергающегося волновым воздействиям, показали, что определенные по нормативным формулам (1) и (2) параметры защитного крепления из гексабитов не обеспечивали ее устойчивость. В результате смыва гексабитов в указанной зоне происходил размыв уложенного на откосе слоя каменной наброски. Защита откоса корневой части оградительного мола была гарантированно обеспечена от воздействия ветровых волн расчетных параметров при использовании наброски гексабитов удвоенной массы по сравнению с расчетной.

Рис. 2. Разрез оградительного сооружения с защитой откоса наброской гексабитов

Одной из причин несоответствия результатов модельных исследований и расчетов, выполненных по требованиям российских нормативных документов, может являться большая крутизна расчетных волн в месте расположения сооружения. При заданной крутизне волны h/ < 0,1 и соотношении /d пользоваться рекомендациями СП 38.13330.2012 [8] затруднительно, Например, на рисунках Г.1 и Г.2 [8] значения коэффициентов, необходимых

4

для определения волнового давления на вертикальную стенку, находились за границей разрушения стоячих волн. При этом расчет сооружения должен был производиться именно на воздействие стоячих необрушающихся волн со стороны открытой акватории при имеющейся глубине воды над бермой dbr > 1,5h и глубине воды до дна db ≥ 1,5h [8].

В связи с вышеизложенным, предлагается при наличии экспериментальных данных для одного из группы рядом расположенных объектов использовать в расчетах уточненный коэффициент формы k fr , вычисленный путем подстановки в формулы (1) или (2) исходных

параметров и массу гексабитов, обеспечивающую устойчивость защитного покрытия в опытах. В результате проведенного анализа можно сделать следующие выводы:

необходимо совершенствование нормативной базы с уточнением расчетных формул для определения крупности расчетного материала и оценкой возможности их применения для волн большой крутизны;

при проектировании оградительных и берегоукрепительных сооружений результаты расчетов по вышеприведенным формулам должны сопоставляться с данными экспериментальных исследований.

ЛИТЕРАТУРА:

1.Альхименко А.И. и др. Безопасность морских гидротехнических сооружений. – СПб: Изд-во «Лань», 2003.

2.Балашов Б.В. и др. Мониторинг насыпной дамбы, возводимой в МТП Усть-Луга на слабом грунтовом основании. Инженерно-строительный журнал. 2012. Т. 30. № 4. С. 10-16.

3.Беляев Н.Д. Защита оснований ледостойких платформ от размыва. Предотвращение аварий зданий и сооружений: Сб. науч. тр. Выпуск №8. Москва, 2009. с. 228-236.

4.Беляев Н.Д. и др. Выбор мероприятий по защите от размыва оснований гравитационных платформ для освоения шельфа. Инженерно-строительный журнал. 2015. № 3 (55). С. 79-88.

5.Беляев Н.Д. Инженерные методы предотвращения размыва дна от работы судовых движителей. Автореферат диссертации. СПбГТУ, 1999 г., 16 с.

6.ВСП 33-03-07. Инструкция по проектированию откосных и сквозных оградительных сооружений и специальных подводных стендов / Минобороны. М.: 2008.

7.Карась Р.А., Беляев Н.Д. Инженерные методы учёта, предотвращения и защиты от размыва подводных откосов и дна ГТС. Предотвращение аварий зданий и сооружений: Сб. науч. тр. Москва, 2008, с. 210-218

8.СП 38.1330.2012. Актуализированная редакция СНиП 2.06.04-82* Нагрузки и воздействия на гидротехнические сооружения (волновые, ледовые и от судов), 2013.

9.Чугунова В.В., Беляев Н.Д. Анализ методов защиты от размывов у морских ГТС. Неделя науки СПбГПУ: материалы НПК с международным участием. НОЦ «ВИЭ» СПб.: Изд-во Политехн. ун-та, 2014. с. 80-83.

10.Babchik D. et al. Experimental investigations of local scour caused by currents and regular waves near drilling barge foundations with cutout in stern. Proceedings of 5th International Conference “Coastlab14”. Varna, Bulgaria. 2014. Pp. 114-124.

11.Beliaev N.D. Review of protection methods against propeller erosion. Proceedings of the IV Int. Seminar on Renovation and Improvements to Existing Quay Structures. Technical University of Gdansk. Poland. 1997. V. 1. Pp. 5-12.

12.Belyaev N.D. Selection of engineering measures of bottom scour prevention at bulk-oil terminals.

Proceedings of the VI International Conference «ICETECH-2000», St.-Petersburg, Russia, pp. 367-372.

13.Efimova V. et al. Problems Concerning Gravel Islands Constructing and Exploitation in the Arctic Conditions. Applied Mechanics and Materials. 2015. Т. 725-726. С. 251-256.

14.Rytkonen J. Local scour and scouring protection of drilling platforms in the Arctic sea environment. Technical Research Centre of Finland (VTT). ESPOO. 1983. Research Notes 267. 88 p.

15.Shchemelinin L.G. et al. Experimental studies regarding the efficiency of sea bed soil protection near offshore structures. Proceedings of the International Offshore and Polar Engineering Conference. 2014. Pp. 625-631.

5

УДК 627

О.Н.Бабаевская, А.В.Кискин, М.В.Черных Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого

ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ЗЕТОВОГО ПРОФИЛЯ

ВКОМБИНИРОВАННЫХ ШПУНТОВЫХ СТЕНКАХ

Всвязи с ростом грузоперевозок происходит увеличение глубин в акваториях портов во всем мире, и, как следствие, появляется необходимость в строительстве более мощных причальных сооружениях. Для усиления конструкции причальных стенок на смену шпунтовых свай традиционного сечения пришли так называемые «комбинированные» причальные стенки, состоящие из двух элементов:

-основной элемент (направляющая свая) и

-второстепенный элемент (вспомогательная свая).

Вкачестве направляющей сваи используются шпунтовые сваи двутаврового сечения, стальные сваи-оболочки.

Это исследование включало в себя не только лабораторные испытания, но также и математическое моделирование. Исследование продемонстрировало, что шпунт зетового профиля может испытывать без разрушения давление водяного столба до 50 м.

1.Лабораторные испытания

Вцелом, было проведено 9 испытаний для шпунта AZ13, AZ18 и AZ26. Геометрические характеристики используемого шпунта приведены в табл. 1. Результаты испытаний данного шпунта сведены в табл. 2. Схема испытания изображена на рис. 2. Использовался образец шпунта длиной 1 м и резиновый воздушный мешок, чтобы нагрузить шпунт равномерно по длине. Шпунт был изготовлен из стали S355GP [1].

За исключение шпунта АZ26, разрушения шпунта не происходило (воздушный мешок взрывался первым). Следовательно, можно сделать вывод, что разрушение шпунта АZ13 и АZ18 происходит при нагрузках, больших, чем были достигнуты в испытании.

6

Таблица 2 Результаты испытания шпунта

зетового профиля

2. Математическое моделирование Основываясь на результатах лабораторных исследований, математическая модель была

проверена в Structural Steelwork Department на программном обеспечении, использующем метод конечных элементов, FINEL-G. Сравнение результатов лабораторных исследований и математического моделирования представлено на рис. 3 [1]. Видно абсолютное совпадение лабораторных исследований и моделирования в зоне нагрузки до 0,4 МПа. Моделирование показывает отличное поведение зетового шпунта, обусловленное геометрией его сечения. На рис. 4 [2] показано, что максимальная пластическая деформация концентрируется в углах В и F шпунта, а в зоне замков пластическая деформация невелика.

Рис. 3. Сравнение результатов лабораторных исследований и математического моделирования

7

Из исследования можно сделать следующие выводы:

-минимальное давление, при котором происходило разрушение 0,36 МПа (что равно 36 м водяного столба);

-под очень большими давлениями максимальные пластические деформации наблюдались в точках В и F.

Рис. 4. Деформация шпунта

По всем данным, полученным в исследовании, шпунт зетового профиля является идеальным элементом для вспомогательной сваи в комбинированных стенках, не только по инженерным показателям: несущей способности, деформационных свойств, но также и по экономическим показателям (ширина сваи доходит до 1340 мм).

Самыми важными характеристиками шпунта зетового профиля являются протяженная форма стенки и симметричное расположение замков относительно нейтральной оси. Эти факторы положительно влияют на момент сопротивления.

Преимуществами шпунта зетового профиля являются [3-8]:

-конкурентоспособное соотношение момента сопротивления и массы;

-увеличенный момент инерции по отношению к уменьшенному прогибу;

-большая ширина, обеспечивающая высокопродуктивное погружение;

-хорошее сопротивление коррозии за счет утолщения в критических коррозионных точках.

ЛИТЕРАТУРА:

1.Bouwman L.P., Munter H.L.N. Simulation of waterpressure on the infill sheeting of the kombi-wall, Teatreport 6-87-6, TU Delfl, 1987

2.ArcelorMittal [Офиц. сайт]. URL: http://corporate.arcelormittal.com/

3.Вилькевич В.В., Вилькевич Е.В., Беляев Н.Д. Особенности оценки состояния причальных сооружений на свайном основании с передней шпунтовой стенкой. Известия ВНИИГ им. Б.Е.Веденеева. 2004. Т. 243. с. 123-130.

4.Беляев Н.Д., Вилькевич В.В. Экспертиза технического состояния морских гидротехнических сооружений. Гидротехническое строительство – научно-технический журнал, № 5. НТФ «Энергопрогресс». 2007, с. 37-45.

5.Колгушкин А.В., Беляев Н.Д. Учет неравномерности коррозионного воздействия морской среды при проектировании и строительстве сквозных ГТС на металлическом основании. Гидротехническое строительство – научно-технический журнал, № 10. НТФ «Энергопрогресс», 2008. с. 19-25.

6.Колгушкин А.В., Беляев Н.Д. Влияние природных факторов на скорость коррозии морских ГТС. Предотвращение аварий зданий и сооружений: Сб. науч. тр. Выпуск №8. Москва, 2009. с. 216-227.

7.Малеванов К.А., Беляев Н.Д. Характерные повреждения причалов типа «больверк» и мероприятия по их устранению. XXXII неделя науки СПбГПУ. ч. I: материалы межвузовской конференции. СПб.: Изд-во СПбГПУ, 2004, с. 17-19.

8.Малеванов К.А., Шхинек К.Н., Беляев Н.Д. Сравнительный анализ технического состояния морских гидротехнических сооружений за пятилетний период эксплуатации. XXXIV Неделя науки СПбГПУ: материалы Всероссийской межвузовской НТК. Ч. I. СПб.: Изд-во Политехн. ун-та. 2006, с. 3-4.

8

УДК 627

К.Г.Рагулин, Д.А.Сердюков, М.В.Черных Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого

КОРРОЗИОННЫЙ ИЗНОС ПРИЧАЛЬНЫХ СТЕНОК В РАЗЛИЧНЫХ УСЛОВИЯХ

Незащищенная сталь в воде подвергается коррозии, которая может привести к ее повреждению, уменьшению поперечного сечения и, следовательно, снижению прочностных характеристик шпунтовых свай [1-3, 11, 12, 14, 15].

Основными факторами, влияющими на коррозию причальных сооружений, являются: соленость воды, состав воды, характер движения водных масс, величина зоны смачивания сваи, наличие зазоров и щелей [6, 8, 13].

Зоной коррозионного очага [4, 10] обычно является зона переменного уровня (рис. 1).

Рис. 1. Зоны коррозии шпунтовой стенки по высоте

Для сравнения величины коррозии в различных природных условиях были взяты результаты обследования двух объектов в речном и морском портах, построенные приблизительно в одно и то же время. Обследования были выполнены в 2015 г. Остаточная толщина свай измерялась ультразвуковым толщиномером по пять измерений в каждой точке. Измерения проводились как минимум в трех точках по высоте сваи: в зоне переменного уровня, на глубине 3 м и далее через каждые 3 м, до высоты 0,5 м от дна. Измерения проводились на передней (ПС) и на боковых (БС) стенках сваи следующих сооружений:

1.Пирс в Архангельском порту на реке Северная Двина. Лицевая стенка выполнена из стальных шпунтовых свай коробчатого профиля AU 20. Проектная толщина передней стенки сваи – 12,0 мм, боковой стенки – 10,0 мм.

9

2.Причал в Кольском заливе, г. Мурманск. Лицевая стенка из шпунтовых свай Ларсен IV. Проектная толщина передней стенки сваи – 14,8 мм, боковой стенки – 11,0 мм.

Шпунтовые сваи исследуемых объектов не были обработаны антикоррозийным покрытием.

Результаты измерений сведены в табл. 1.

Таблица 1

Результаты измерений по определению коррозии шпунтовых свай

Примечание – «ПС» – сокращение от «передняя стенка», «БС» – сокращение от «боковая стенка» шпунтовых свай.

Анализируя результаты из табл. 1 можно сделать вывод о том, что для защиты стали от коррозии необходимо применять специальные средства, особенно это относится к морским акваториям с соленой водой. Соленость воды в Кольском заливе от 16,5 ‰ до 34,3 ‰ (по данным Комитета по природным ресурсам и охраны окружающей среды Мурманской области).

В зависимости от требований к сроку службы и возможностей доступа для защиты от коррозии применяются следующие методы [5, 7-9]:

Защита путем нанесения антикоррозийного покрытия (как правило, только для зон с высоким риском возникновения коррозии).

10