На главную
На главную

ВСН 41.88 «Проектирование морских ледостойких стационарных платформ»

Ведомственные строительные нормы и правила распространяются на вновь возводимые и реконструируемые морские стационарные платформы, сооружаемые на акваториях замерзающих морей с целью добычи нефти и газа.

Обозначение: ВСН 41.88
Название рус.: Проектирование морских ледостойких стационарных платформ
Статус: действующий
Дата актуализации текста: 01.10.2008
Дата добавления в базу: 01.02.2009
Дата введения в действие: 01.01.1988
Разработан: МИСИ им. В.В. Куйбышева Минвуза СССР
НИИЖБ Госстроя СССР 109389, Москва, 2-я Институтская ул., д. 6
ВНИИОСП им. Н.М. Герсеванова 109428, г. Москва, 2-я Институтская, 6
ЦНИИпроектстальконструкция им. Мельникова Госстроя СССР 117393, г. Москва, ул. Архитектора Власова, 49
ВНИПИ Морнефтегаз Мингазпрома
Фундаментпроект Госстроя СССР
НИПИ "Гипроморнефть"
Утвержден: Миннефтепром (15.09.1988)
Опубликован: ВНИПИморнефтегаз № 1988

МИНИСТЕРСТВО НЕФТЯНОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ СССР

ВСЕСОЮЗНЫЙ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
И ПРОЕКТНО-КОНСТРУКТОРСКИЙ ИНСТИТУТ
ПО ПРОБЛЕМАМ ОСВОЕНИЯ НЕФТЯНЫХ И ГАЗОВЫХ РЕСУРСОВ
КОНТИНЕНТАЛЬНОГО ШЕЛЬФА
(ВНИИПИморнефтегаз)

ВЕДОМСТВЕННЫЕСТРОИТЕЛЬНЫЕ НОРМЫ
(ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ)

ПРОЕКТИРОВАНИЕ ЛЕДОСТОЙКИХ
СТАЦИОНАРНЫХ ПЛАТФОРМ

ВСН 41.88

Миннефтепром

Москва - 1988

Разработаны: ВНИПИморнефтегаз Миннефтепрома СССР (к.т.н. МирзоевД.А. - руководитель разработки; д.ф.н. Вершинин С.А., к.ф.м.н. Нагрелли В.Э. -руководители темы; к.т.н. Абаджян К.А., к.т.н. Левенко А.И., Серебрякова А.А.,к.т.н. Суровцев В.П., к.т.н. Упоров А.В.) при участии: МИСИ им. В.В. КуйбышеваГоскомобразования СССР (к.т.н. Алмазов В.О., к.т.н. Колесников Ю.М., к.т.н.Курилло С.В., к.т.н. Куликов Г.С., к.т.н. Левачев С.Н., к.т.н. Плешаков А.В.,к.т.н. Халфин И.Ш.); ЦНИИпроектстальконструкция им. Мельникова Госстроя СССР(к.т.н. Гладштейн Л.И., к.т.н. Кравченко В.Г., д.т.н. Голубев А.И.,Деренковский В.И., к.т.н. Евдокимов В.В., к.т.н. Баско Е.М., Купалов К.К.,д.т.н. Котляревский В.А., д.т.н. Ларионов В.В., к.т.н. Морозов Е.П., к.т.н.Петров А.А., д.т.н. Соколов А.Г.); ВНИИОСП им. Герсеванова Госстроя СССР(д.т.н. Ильичев В.А., к.т.н. Зиновьев Б.М., к.т.н. Лиховцев В.М., к.т.н.Мариупольский Л.Г., к.ф.м.н. Федоровский В.Г.); НИИЖБ Госстроя СССР (к.т.н.Булгакова М.Г., д.т.н. Гудзеев Е.А., к.т.н. Кравченко Т.Г.); ИГМ АН УССР(д.ф.м.н. Селезов И.Т., к.ф.м.н. Яковлев В.В.); ФундаментпроектМинмонтажспецстроя СССР (Кисин Б.Ф., Ханин Р.Е.); ИЭС им. Патона АН УССР(к.т.н. Гарф Э.Ф., к.т.н. Гиренко B.C., к.т.н.Новиков В.И.); НИПИ «Гипроморнефтегаз» Миннефтепрома СССР (Таирли З.М.).

Внесены ВНИПИморнефтегазМиннефтепрома СССР.

Согласованы:

- Госстроем СССР - АЧ-2054-8 от26.05.88;

- Госгортехнадзором СССР - 04-1-40/86от 27.02.87;

- Министерством рыбного хозяйстваСССР - 02-44/4294 от 02.06.87;

- Министерством мелиорации и водногохозяйства СССР - 13-5-01/470 от 15.06.87.

Подготовленык утверждению отделом по строительству морских стационарных платформГлавморнефтестроя Миннефтепрома СССР (Мзареулян А.Д.)

Введены в действие приказомМинистерства нефтяной промышленности СССР от 03.01.1989 г. № 1.

Министерство нефтяной промышленности СССР
(Миннефтепром СССР)

Ведомственные строительные нормы

ВСН 41.88

Проектирование морских ледостойких стационарных платформ

НастоящиеВедомственные строительные нормы и правила распространяются на вновь возводимыеи реконструируемые морские стационарные платформы, сооружаемые на акваторияхзамерзающих морей с целью добычи нефти и газа.

 

Утверждены 1-ым зам. Министра Миннефтепрома

от "15" 09 1988 г.

Срок введения в действие
01.01.1989 г.

1. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ

1.1. Основные требования к конструкциисооружения

1.1.1. Морские ледостойкие стационарные платформы (ЛСП) являютсяобъектами обустройства морских нефтегазопромысловых месторождений. Класссооружения определяется в соответствии со СНиП2.06.01-86 «Гидротехнические сооружения. Основные положения проектирования».

1.1.2. При проектировании ЛСП следует учитывать опытстроительства, эксплуатации и результатов исследований морских и речныхгидротехнических сооружений.

1.1.3. При проектировании ЛСП кроме требований настоящих нормдолжны учитываться требования действующих государственных стандартов, норм иправил общесоюзных нормативных документов по проектированию, а также требованияпо обеспечению безопасности работ, охране окружающей среды в период разведки,строительства, эксплуатации.

1.1.4. Проектирование должно осуществляться с учетом требованийбезопасной, бесперебойной и экологически безвредной эксплуатации в течениевсего срока службы сооружения, а также обеспечения удобства ведения работ поосмотру и текущему ремонту сооружения.

1.1.5. Морские ледостойкие платформы должны проектироваться исходяиз общей схемы обустройства месторождения, на основе комплексного подхода косвоению нефтегазоносного района и смежных отраслей народного хозяйства.

1.1.6. Тип ЛСП и ее конструкцию следует выбирать на основаниитехнико-экономического сравнения вариантов согласно СНиП2.06.01-86 и задания на проектирование по СНиП 1.02.01-85 с учетом:

проекта разработки месторождения;

правил охраны прибрежных вод, морей и законодательства по охранеэкологической зоны СССР;

природных условий района строительства (климатических,инженерно-геологических, геокриологических, сейсмических, гидрологических идругих условий природной среды) и прогноза их изменения;

наличия транспортно-монтажных средств;

условий и методов производства работ;

требований технологических правил по экономному расходованиюосновных строительных материалов;

размещения индустриальных баз и их технологических возможностей.

1.1.7. При проектировании ЛСП следует обеспечить:

прочность и устойчивость сооружения и его элементов на стадияхизготовления, транспортировки, монтажа и эксплуатации;

наиболее полное использование местных строительных материалов;

наименьшую продолжительность строительно-монтажных работ,выполняемых непосредственно на акватории;

индустриализацию процессов изготовления, транспортировки,установки и крепления на месте строительства;

эстетическое и архитектурное оформление;

унификацию компоновки оборудования, конструкции и методовпроизводства работ;

необходимую автономность работы технологических модулей;

соблюдение требований действующих законодательств по охранеокружающей среды, а также международных договоров СССР, правил охраны отзагрязнения прибрежных вод морей и законодательства по охране экономическойзоны СССР;

пожарную безопасность и оснащение средствами пожаротушения впериод строительства и эксплуатации;

1.1.8. Для обоснования исходных данных, необходимых дляпроектирования ЛСП, следует проводить инженерные изыскания в соответствии стребованиями СНиП II-19-79, СНиП 2.02.02-85, ВСН51.2.-84.

1.1.9. При проектировании ЛСП необходимо предусмотреть установкусоответствующего стационарного оборудования, КИП и КИА для выполнения режимныхи контрольных наблюдений и исследований при эксплуатации сооружений.

1.1.10. Материалы по выбору площадки для установки ЛСП должны бытьсогласованы с контролирующими органами в установленном порядке.

1.1.11. Технологическая площадка ЛСП должна иметь минимальныенеобходимые размеры в соответствии с требованиями технологического процесса.

1.1.12. Настил палубы ЛСП должен проектироваться из материала,обеспечивающего прочность и непроницаемость с высотой отбортовки не менее 200мм с целью предотвращения загрязнения морской среды отходами производства впроцессе бурения, опробования и эксплуатации скважин.

Конструкция настила должна соответствовать ГОСТ17.1.3.02-77.

1.1.13. В соответствии со СТ СЭВ 384-76 и СНиП II-7-81 для головныхобразцов опорных частей ЛСП обязательно проведение натурных экспериментальныхисследований на стадиях транспортировки, монтажа и последующего периодаэксплуатации, а также модельных исследований впроцессе проектирования. При повторном применении ЛСП экспериментальные работыпроизводят по сокращенным программам.

1.1.14. При проектировании ЛСП необходимо применять методыматематического моделирования.

1.1.15. Все надводные элементы ЛСП должны быть доступны длябезопасного осмотра и обслуживания. С этой целью необходимо предусматриватьлюки, ходы, лестницы, перильные ограждения, специальные смотровые площадки,позволяющие вести работы в период эксплуатации.

1.1.16. При выборе конструктивной схемы и технического решения ЛСПнеобходимо предусматривать разбивку на сборочные единицы, размеры и массакоторых допускает транспортировку, установку и крепление существующимитехническими средствами, установленными заданием на проектирование.

1.1.17. При проектировании ЛСП ориентацию по частям света следуетпринимать такой, чтобы в направлении с наибольшими ветро-волновыми параметрамисооружение воспринимало возможно меньшее воздействие. Жилой блок следуетрасполагать со стороны господствующих ветров, а вышку и факел - спротивоположной стороны. Мероприятия по охране природной среды должныпроектироваться комплексно на основе прогноза ее изменения в связи состроительством ЛСП.

1.1.18. При проектировании ЛСП должна быть предусмотренаразработка технологических мероприятий по предупреждению аварийных разливов наповерхности морской акватории.

1.1.19. При проектировании ЛСП следует предусмотреть мероприятияпо тампонажу скважин после окончания их эксплуатации.

1.1.20. Выбор типа фундаментов должен производиться на основаниивариантных проработок, учитывающих требования технологического характера,требования по эксплуатации, монтажу и демонтажувсего комплекса оборудования, результатов инженерно-геологических изысканий иэкологических требований, а также требований по снижению сроков строительства.

1.1.21. Тип фундамента ЛСП должен выбираться в зависимости оттехнико-экономических показателей сравнения вариантов и инженерно-геологическихусловий.

1.1.22. Морские стационарные платформы должны оборудоватьсяпричально-посадочными устройствами для подхода судов и посадки-высадки людей,которые располагаются с двух сторон сооружения и должны возвышаться над высшимгодовым уровнем моря не менее чем на 1,5 м.

Высота причальной площадки должна учитывать условия швартовки ивысадки людей.

1.1.23. ЛСП должны оборудоваться вертолетными площадками.Проектирование осуществляется в соответствии с требованиями ОАТ ГА-80 «Общиеавиационные требования к средствам обеспечения вертолетов на судах иприподнятых над водой платформах».

Вертолетные площадки следует располагать в противоположной отбурящихся скважин стороне.

1.1.24. Ледорезную зону опорной части ЛСП следует проектировать сучетом абразивного износа поверхности.

1.1.25. Отметку верха ЛСП следует назначать так, чтобы зазор Dh, м, междувершиной расчетной волны с учетом ветрового нагона и прилива и нижней граньюнадводных строений был не менее 10 % от высоты волны.

Нкл= Нy max + hо max + Dhвн + Нпр + Dh1,

Нкл -отметка нижней грани надводных строений морской стационарной платформы, м,отсчитываемая от нуля Кронштадтcскогофутштока;

Нy max -наивысший годовой уровень моря обеспеченностью 1 %, м, отсчитываемый от нуляКронштадтcкого футштока;

hо max - определяется по п. 2.3.9.

Dhвн - наибольший ветровой нагон, м;

Нпр - наибольшая высота прилива,м.

Возвышение низа палубной части платформы должно быть не менее 8hл, где hл - расчетная толщина льда 1 %обеспеченности.

1.2. Основные расчетные положения

1.2.1. Расположение ЛСП в плане следует производить в соответствиисо схемой обустройства месторождения так, чтобы внешние нагрузки и воздействиябыли минимальными.

1.2.2. Конструкции ЛСП и основания следует рассчитывать по методупредельных состояний в соответствии со СНиП2.06.01-86.

1.2.3. Расчетную схему ЛСП следует принимать в видепространственной конструкции.

1.2.4. Усилия в отдельных элементах сооружений должны определятьсяв наиболее невыгодных положениях и сочетаниях, возможных в период строительстваи эксплуатации сооружения.

1.2.5. При определении усилий в элементах сооружения нагрузку отволн и течения допускается принимать в виде сосредоточенных сил, приложенных вузлах расчетной схемы конструкции.

1.2.6. Расчетное значение нагрузки определяется умножениемнормативного значения нагрузки на соответствующие коэффициенты надежности понагрузке gf. Нагрузкии значения коэффициента gf прирасчетах по первой группе предельных состояний определяют по таблице 1 и СНиП2.06.01-86. Перечень нагрузок и воздействий приведен в таблице 1.

1.2.7. Значения коэффициентов надежности по материалам gm и грунтам gg,применяемых для определения расчетных сопротивлений материалов и характеристикгрунтов, а также коэффициент условия работы gcприводятся в соответствующих разделах ВСН.

1.2.8. При расчетах ЛСП по 2-ой группе предельных состоянийзначения коэффициентов надежности по нагрузке gf, поматериалам gm и грунтамgg принимают равными 1.

1.2.9. Расчет фундаментов ЛСП должен производиться по предельнымсостояниям двух групп:

а) по первой группе:

по прочности конструкции;

по несущей способности грунта основания;

б) по второй группе:

по осадкам фундаментов от вертикальных нагрузок;

по перемещениям (вертикальным, горизонтальным и углам поворота)совместно с грунтом основания от действия вертикальных, горизонтальных нагрузоки моментов;

по образованию и величине раскрытия трещин в элементахжелезобетонных конструкций.

Таблица1

Виды нагрузок и воздействий

Коэффициент надежности по нагрузке

1. Постоянные нагрузки

 

а. собственный вес сооружения (конструкции опорных блоков, верхних строений платформы)

1,05 (0,95)

б. давление воды непосредственно на поверхность сооружения, основания, поровое давление

1,0

в. модули (порожние)

1,05 (0,95)

г. вес настила, выравнивающего слоя и изоляционного слоя

1,3 (0,9)

2. Временные нагрузки

 

а. собственный вес буровой вышки и стационарного оборудования

1,05 (0,95)

б. вес заполнения оборудования, трубопроводов, резервуаров жидкостями

1,00

в. нагрузки от веса бурильных труб, хим. реагентов и других материалов, располагаемых россыпью

1,2 (0,8)

г. вес заполнения оборудования, трубопроводов шламами, сыпучими материалами

1,1 (0,9)

3. Кратковременные нагрузки

 

а. ветровая нагрузка

1,0

б. нагрузка от волн и течения

1,0

в. нагрузка от льда:

 

ровного

1,0

торосистого

1,3 - 1,5*

г. нагрузка от навала судов

1,1

д. нагрузка от вертолетов

в соответствии с ОА ТГА-80

е. нагрузка и воздействия от обледенения надводных конструкций

1,3

ж. монтажные нагрузки (строительные):

 

от механизмов

1,1 (0,9)

от поднимающихся сборочных частей

1,2 (0,9)

4. Специальные воздействия

 

а. биологическое обрастание

1,2

б. химическое воздействие

1,0

5. Особые нагрузки

 

(При особом сочетании нагрузок они заменяют соответствующие им временные длительные и кратковременные нагрузки)

 

а. сейсмические воздействия

1,0

б. давление волны (при максимальной расчетной скорости ветра)

1,0

г. ледовые нагрузки при максимальной многолетней толщине льда

1,1

д. температурные воздействия строительного и эксплуатационного периодов, определяемые для года с наибольшей амплитудой колебаний среднемесячных температур

1,1

Примечания:

1.Значения коэффициента надежности по нагрузке, указанные в скобках, относятся кслучаю, когда применение минимальных значений коэффициентов приводит кневыгодному случаю загружения сооружения, а также при расчете на устойчивостьположения.

2.При определении собственного веса подводной части необходимо учитывать весэлементов в воде.

3. Коэффициент торосистости Кт принимается: дляБалтийского, Черного, Азовского, Северного Каспия - 1,3; для Охотского моря иарктического бассейна - 1,5.

1.2.10. Внешние нагрузки на фундаменты ЛСП: осевые, сжимающие,выдергивающие, горизонтальные силы и моменты должны задаваться в уровне подошвыгравитационного сооружения или в уровне центров опорных узлов свайныхконструкций.

Примечание: На первоначальнойстадии проектирования нагрузки на фундамент допускается определять в уровнеопорных закреплений расчетной схемы сооружения, жесткостные параметры которыхопределяются на основе предварительного расчета фундамента.

1.2.11. При проектировании фундаментов ЛСП необходимо учитыватьциклический характер воздействия основных видов нагрузки (волновой, ветровой,сейсмической). При этом повторяющиеся нагрузки принимаются как кратковременно постоянно действующиеквазистатические с учетом многократности их приложения за расчетный период.

1.2.12. Расчет фундаментов ЛСП производится на нагрузкиэксплуатационного и строительного периодов; строительный период не должен бытьопределяющим при назначении основных размеров фундаментов.

1.2.13. Нагрузки от технологического оборудования следуетпринимать в зависимости от технологической схемы нагрузок и запаса материалов,определенных исходя из условий автономности сооружения.

1.2.14. ЛСП следует рассчитывать на основные и особые сочетаниянагрузок и воздействий. Указания о сочетаниях нагрузок и воздействий приведеныв СНиП2.06.01-86.

1.2.15. Нагрузки и воздействия на ЛСП необходимо уточнять наоснове данных натурных наблюдений и лабораторных исследований.

1.2.16. Расчетные характеристики температуры следует определятьдля наиболее неблагоприятных сочетаний температур окружающей среды итехнологических температур ЛСП.

1.2.17. Для конструкций, в которых предусмотрены системы тепловойзащиты от смерзания с ледяным полем и обледенения, распределение температурыопределяется специальным расчетом.

2. НАГРУЗКИ И ВОЗДЕЙСТВИЯ

2.1. Нагрузки и воздействия льда

2.1.1. Настоящие нормы рассматривают максимальные нагрузки ивоздействия от льда на опоры сооружений, возводимых на шельфе замерзающихморей, при скоростях подвижек ледяных полей до 0,5 м/с. Нагрузки от ледяныхполей конечных размеров в открытом море, имеющих скорость дрейфа свыше 0,5 м/с,следует определять в соответствии с рекомендациями СНиП2.06.04-82*.

Нормативное значение ледовой нагрузки определяется на основании:

статистических данных о гидрологическом и ледовом режимах районарасположения сооружения (среднесуточной температуре воздуха, солености воды ильда, характере колебаний уровня воды, толщине льда, его торосистости,характере подвижек (дрейфа) ледяных полей);

физико-механических свойств льда;

данных о геометрических параметрах опоры и условий ее контакта сольдом.

2.1.2. К основным прочностным характеристикам, определяющимвеличину ледовой нагрузки на сооружение, относятся:

а) нормативное сопротивление льда сжатию Rс, МПа;

б) нормативное сопротивление льда изгибу Rf, МПа.

2.21.3. За нормативные значения Rс, Rf принимаются средние значения опытных данных испытаний образцовльда на прочность.

При отсутствии таких данных допускается нормативные сопротивленияльда сжатию и изгибу принимать по таблицам 2 и 3соответственно.

Основные положения проведения испытания образцов при определенииопытных значений Rс и Rf и приведены в обязательном приложении1.

Таблица2

Соленость льда S, %o

Нормативное сопротивление льда сжатию Rс, МПа, при среднесуточной температуре воздуха ta, °С

 

- 2°

- 10°

- 20°

- 30°

1 и менее

1,00

1,40

1,50

1,55

2

0,75

1,25

1,35

1,45

3

0,60

1,15

1,30

1,40

4

0,40

1,10

1,25

1,30

5

0,30

1,00

1,20

1,25

6

0,20

0,95

1,15

1,20

Таблица3

Соленость льда S, %o

Нормативное сопротивление льда изгибу Rf, МПа, при среднесуточной температуре воздуха ta,°С

 

- 2°

- 10°

- 20°

- 30°

1 и менее

0,50

0,60

0,65

0,70

2

0,40

0,55

0,60

0,65

3

0,30

0,50

0,55

0,60

4

0,25

0,45

0,50

0,55

5

0,20

0,40

0,45

0,50

6

0,15

0,35

0,40

0,45

где   ta - средняя температура воздуха за самую холодную шестидневку вгоду по 5-летнему ряду наблюдений;

    S - соленость льда принимают равной 15 % солености воды для льда возрастом2 месяца и более.

Примечание. В табл. 3 приведены осредненные, не зависящиеот направления прогиба, значения Rf.

2.1.4. Морские опоры, имеющие частоты собственных колебаний более2 Гц, следует рассчитывать как абсолютно жесткие конструкции на следующие видывоздействий:

а) воздействие ровных и торосистых ледяных полей при ихгоризонтальных подвижках;

б) воздействие примерзшего к сооружению ледяного покрова приколебаниях уровня воды.

2.1.5. Точку приложения равнодействующей ледовой нагрузкинеобходимо принимать ниже расчетного уровня воды на 0,3hd.

2.1.6. Горизонтальную нагрузку наотдельно стоящую опору с вертикальной поверхностью при подвижке ледяного поляследует определять как для случая прорезания его опорой по формуле:

Fb,p= m1×Kb×Rc×b×hd, МН                                                   (1)

где m1 - коэффициент, учитывающий форму опоры в плане и принимаемыйравным:

для круглых и многогранных опор - 1,0,

для прямоугольных опор - 1,1;

       b -поперечный размер пофронту опоры на уровне действия льда, м;

       hd - расчетная толщина ровного ледяного поля, м, принимаемая равноймаксимальной толщине льда 1 %-ной обеспеченности;

       Kb - коэффициент смятия, учитывающийпространственно-напряженную работу ледяного поля при его прорезании ипринимаемый по табл. 4 в зависимостиот b/hd и условий контакта опоры с ледяным полем.

Таблица4

Значение

b/hd

1

2

4

6

7

10

12

16

20

30 и более

Коэффициент смятия Kb

без смерзания опоры с ледяным полем

6,0

4,5

2,9

2,2

1,8

1,6

1,4

1,2

1,1

1,0

при смерзании опоры с ледяным полем

6,0

5,0

3,7

3,1

2,8

2,7

2,6

2,5

2,3

2,2

2.1.7. Суммарную горизонтальную нагрузку на сооружение, состоящееиз системывертикальных цилиндрических опорных колонн, приподвижке ледяного поля следует определять по формуле:

Fn = n×К1×K2×Fb,p, МН                                                      (2)

где n - общееколичество опорных колонн в сооружении;

  Fb,p - горизонтальная нагрузка наотдельно стоящую опорную колонну, определяемая по формуле (1);

  К1 - коэффициент «неоднородности» льда, определяемый по формуле:

,                                                              (3)

где x - коэффициент вариации прочности образцов льда на одноосноесжатие (Rc) при отсутствии натурных данных допускается принимать x = 0,2;

  K2 - коэффициент «взаимовлияния» равный:

                  при b/l ³ 1 K2 = Kb(n)/Kb;

                  при 0,1 < b/l < 1 К2определяется линейной интерполяцией между значениями Kb(n)/ Kb и 1;

                  при b/l £ 0,1 К2 = 1,

где Kb(n) и Kb - коэффициенты смятия для системы опор и для единичной опорысоответственно, значения которых следует определять из табл. 4, при этом:

       Kb(n) определяется при соотношениях bf/hd = nf×b/hd;

       Kb определяется при соотношениях b/hd,

где b, hd- обозначения те же, что и в п. 2.1.6;

  l -расстояние по фронту между осями опор, м;

  bf - общая ширина опорных колонн по фронту сооружения,

  bf = nf×b,

где nf - число колонн по фронту сооружения.

2.1.8. Вертикальную Fv.p и горизонтальную Fh.p составляющие нагрузки от подвижкиледяного поля на отдельно стоящую опору конической формы при отсутствиисмерзания со льдом следует определять соответственно по формулам:

                                               (4)

где Kb - коэффициент, определяемый из зависимости:

                                  (5)

       b - ширина(диаметр) конической опоры на уровне действия льда, м;

       b - угол наклона образующей конуса(поверхности опоры) к горизонтали;

       f - коэффициент трения льда по конической поверхности опоры;

в случае выполнения ледорезной ее частия из металла следует принимать f = 0,2.

Примечание. В случаесмерзания поверхности ледорезной части конических опор с ледяным полем,нагрузка определяется как на цилиндрическую опору (см. п. 2.1.6) с диаметром, равным диаметру конуса на уровнельда.

2.1.9. Для учета торосистости льда необходимо значения нагрузок наопоры сооружений от действий ровных ледяных полей, определяемых согласнотребованиям пп. 2.1.6 - 2.1.8 при отсутствии смерзания льда сопорами, умножить на коэффициент Kт, принимаемый согласно табл. 1.

2.1.10. Вертикальную нагрузку Fd,c на отдельно стоящую опору (илисвайный куст) от примерзшего к сооружению ледяного поля при изменении уровняводы следует определять по формуле:

 мн,                                                      (6)

где Кс- безразмерный коэффициент, принимаемый в виде

Кс = 0,6 + 0,15 b/hd.

Примечание. В случае прямоугольной формы опоры в плане состоронами «с» и «d»или сооружения, состоящего из ряда колонн или куста свай с внешними габаритамиопорной части на уровне действия льда «с» и «d» следует поперечный размер (или«диаметр») сооружения принимать равным .

2.1.11. Величина локальной ледовой нагрузки, используемая длярасчета местной прочности и устойчивости конструкции опоры, принимается всоответствии с табл. 5.

Таблица5

Площадь контакта льда и опоры, м2

hd×0,5hd

hd×hd

hd×2hd

hd×3hd

hd×4hd

hd×5hd

Ледовая нагрузка

6,5Rс

6,0Rс

4,5Rс

4,0Rс

3,0Rс

2,5Rс

Примечание:Площадь приложения локальной ледовой нагрузки определяется зоной действияровного ледяного поля при заданных поперечных размерах опоры с учетом колебанийуровня воды.

2.2. Нагрузки и воздействия ветра

2.2.1. Нагрузки от ветра на конструкции и их элементы следуетопределять в соответствии со СНиП2.01.07-85 и ВСН 51.3-85.

2.2.2. При наличии ледового покрова, коэффициент измененияскоростного напора по высоте должен соответствовать коэффициенту измененияскоростного напора открытой местности по СНиП 2.01.07-85.

2.2.3. Расчетные площади элементов следует определять с учетом их возможного обледенения, определяемого по «Рекомендациям порасчету массы льда при морском обледенении надводных объектов», ААНИИ,Ленинград, 1984 г.

2.3. Нагрузки и воздействия от волн

Нагрузки и воздействия от волн на вертикальные цилиндрическиепреграды

2.3.1. Нагрузки и воздействия отволн на вертикальные цилиндрические преграды при относительном диаметрепреграды D/l £ 0,4 и относительной глубине d/l > 0,175 следует определятьпо СНиП 2.06.04-82 *. При D/l = 0,2 ¸ 1,0 и d/l £ 0,175, а также D/l > 0,4 и d/l > 0,175 расчеты следуетвыполнять по рекомендациям настоящего раздела.

2.3.2. Максимальную линейную нагрузку от волн gmax, кН/м, на вертикальную цилиндрическую преграду на глубине z ³ 0, м от расчетного уровняводы (черт. 1а) следуетопределять по формуле:

,                                                (7)

где:   D - диаметрпреграды, м;

       r -плотность воды, т/м3;

       g -ускорение силы тяжести;

       h - высотаволны, м;

   ci - инерционный коэффициент, зависящий от параметра  и принимаемый пографику на черт. 2;

       k = 2p/l - волновое число, рад/м;

       l - длина волны, м;

       d - глубинаводы, м.

2.3.3. Максимальную силу от воздействия волн Qmax, кН, на вертикальную цилиндрическую преграду следует определятьпо формуле:

,                                              (8)

где К1,cor -поправочный коэффициент, учитывающий влияние возвышения свободной поверхностипо контуру преграды при d/l £ <0,175 и определяемый по формуле:

,                                                   (9)

гдекоэффициент силы yQ определяется по графику на черт. 3 кривая 1. При d/l> 0,175 следует принимать К1,cor =1.

Черт. 1.

 Формы преград в виде тел вращения:

а -вертикальный круговой цилиндр; б - затопленный цилиндр; г -коническая преграда; в - цилиндрическая преграда с конической вставкой.

Черт. 2. График значений инерционного коэффициента Сi

2.3.4. При расчете опоры на сдвиг по сечению, расположенному наглубине z от расчетного уровня воды, максимальная сдвигающая сила Qz.max, кHН,определяется по формуле

.                                (10)

2.3.5. Максимальный опрокидывающий момент от воздействия Мmax,кНм, на вертикальную цилиндрическую преграду относительно точки О1(см. черт. 1а) следуетопределять по формулe:

,                                         (11)

где K2,cor -поправочный коэффициент, учитывающий влияние возвышения свободной поверхностипо контуру преграды при d/l £ 0,175 и определяемый по формуле

;                                (12)

       m - коэффициент, вычисляемый поформуле

;                                        (13)

       yм - коэффициент моментаопределяется по графику на черт. 3кривая 2. При d/l > 0,175 следует принимать K2,cor =1.

2.3.6. Максимальная вертикальная сила от воздействия волн Qz.max, кН, на сплошное дно вертикальнойцилиндрической преграды, расположенной на каменной или крупногалечниковойпостели, определяется по формуле

,                                                     (14)

где   gz -коэффициент максимальной вертикальной силы от воздействия волн на дно преградыс учетом проницаемости основания, определяемый по черт. 4. При прохождении вершины волны через вертикальную осьпреграды сила Qz.max направлена вверх, при прохожденииподошвы волны - вниз.

Черт. 3. Графики значений коэффициентов yQ и yм.,

1 - для yQ; 2 - для yм

2.3.7. Максимальный общий опрокидывающий момент относительно точкиО1 (см. черт. 1а)от воздействия волн Мроr.max,кНм, на вертикальную цилиндрическую преграду со сплошным дном, расположенную накаменной или крупногалечниковой постели, следует определять по формуле

Mpor,max = Mmax + Mz,por,                                                    (15)

где Mmax - определяется по формуле (11),а Mz,por - дополнительный опрокидывающиймомент, действующий на дно преграды от вертикальных волновых давлений,определяется по формуле

,                                                (16)

где bроr - коэффициент дополнительногоопрокидывающего момента от воздействия волн на дно преграды с учетомпроницаемости основания, определяемый по черт. 5.

2.3.8. Избыточное над гидростатическим волновое давление Р, кПа, впроизвольной точке смоченной поверхности вертикальной цилиндрической преграды вмомент времени, соответствующий наступлению максимумов нагрузок qmax и Qmax, следует определять по формуле

,                                                     (17)

где z ³ 0 - расстояниепо вертикали от расчетного уровня воды до рассматриваемой точки (см. черт. 1а);

       c -коэффициент распределения давления по периметру цилиндрической преграды,определяемый по графику на черт. 6).

Черт. 4.График значениязначений коэффициентаgz максимальной вертикальной силы от воздействия воды на дноцилиндра с учетом проницаемости основания

Черт. 5. Графики значений коэффициента bроrдополнительного опрокидывающего момента от воздействия волн на дно цилиндра сучетом проницаемости основания

2.3.9. Максимальное возвышениегребня волны у контура вертикальной круглоцилиндрической преграды, hc.max, м, над расчетным уровнемводы следует определять по формуле

hc.max = xmax×hc,i,                                                             (18)

где hc,i -превышение вершины волны, с высотой обеспеченностью 0,1 % над расчетным уровнемводы, определяемое по СНиП2.06.04-82*;

       xmax -коэффициент максимального возвышения волны у опоры, определяемый по табл. 6.

Таблица6

D/l

0,08

0,10

0,15

0,20

0,30

0,40

0,5

0,6

0,8

1,0

xmах

1,00

1,10

1,40

1,55

1,72

1,78

1,82

1,85

1,91

1,96

2.3.10. Максимальнуюдонную скорость Vb,max, м/с, у контура и в окрестностивертикальной цилиндрической преграды следует определять по формуле

,                                                    (19)

где jV -коэффициент максимальной донной скорости, определяемый по графикам на черт. 7.

Максимальная донная скорость, определяемая через коэффициент jV по черт. 7, кривая 1, возникает у точек контура цилиндрическойпреграды, расположенных под углами q = 90° и 270° к лучу волны. Максимальная донная скорость вокрестности цилиндрической преграды, определяемая по черт. 7, кривая 2, возникает в точке, расположенной впередипреграды (q =0) на расстоянии l от контура преграды, определяемом следующим образом: при , ; при, l = 0,25l.

Черт. 6. Графики значений коэффициента распределения давления попериметру цилиндрической преграды c(ka, q):

1 -q = 0°; 2- q = 15°; 3 - q = 30°; 4- q = 45°; 5 - q = 60°; 6 - q = 75°; 7- q = 90°; 8 - q = 105°; 9 - q = 125°; 10 - q = 135°; 11 - q = 150°; 12 - q = 165°; 13- q = 180°

Черт. 7. Графики значений коэффициента максимальной доннойскорости jV:

1 - у контура цилиндрическойпреграды; 2 - в окрестности преграды

Нагрузки от волн на затопленный цилиндр

2.3.11. Расчет нагрузок от волны на затопленный цилиндр диаметром D (черт. 1б) при d - c ³ 2h (исходные волны не разрушаются над кровлей затопленного цилиндра)следует выполнять по п.п. 2.3.12- 2.3.14, где с -возвышение кровли цилиндра над дном. При d - c < 2 hдопускается выполнять расчеты по п.п. 2.3.12- 2.3.14 с обязательнымуточнением результатамипроведенных экспериментальных исследований.

2.3.12. Максимальную горизонтальнуюсилу Qx,max, кН на затопленный цилиндр следует определять по формуле

,                                    (20)

где   ex,max -коэффициент максимальной горизонтальной силы от воздействия волн на затопленныйцилиндр, определяемый по графикам на черт. 8;

        R = D/2 -радиус цилиндра.

2.3.13. Максимальную вертикальнуюсилу от воздействия волн Qz,max, кН на затопленный цилиндр при условии, что взвешивающее давлениепо подошве сооружения равно гидростатическому, следует определять по формуле

,                                          (21)

где ez,max -коэффициент максимальной вертикальной силы от воздействия волн на затопленныйцилиндр, определяемый по графикам на черт. 9. При прохождении вершины волны черезвертикальную ось затопленного цилиндра сила Qz,max направлена вниз; при прохожденииподошвы волны - вверх.

Черт. 8. Графики значений коэффициента ex,maxмаксимальной горизонтальной силы от воздействия волн на затопленный цилиндр

2.3.14. Максимальный общийопрокидывающий момент от воздействия волн Мmax, КНм, действующий назатопленный цилиндр относительно точки О1 (черт. 1б) при условии распределения взвешенного давления согласно п. 2.3.13, следует определять по формуле

,                               (22)

где mx и mz - коэффициенты опрокидывающегомомента соответственно горизонтальной и вертикальной сил от воздействия волн назатопленный цилиндр определяются по графикам на черт. 10, 11.

Направление действия максимального общего опрокидывающего моментаМmax совпадает с направлением действия момента от Qx,maxпри Мmax > 0 и противоположно этому направлению при Мmax< 0.

Нагрузки от волн на цилиндрическую преграду с конической вставкой

2.3.15. Максимальнуюгоризонтальную силу от воздействия волн Qx,max, кН, нацилиндрическую преграду с конической вставкой (см. черт. 1в) допускается определять по формуле

,                             (23)

где N - произвольное число (10 ¸ 20) равновеликих интервалов Dz, м, повысоте преграды от расчетного уровня воды (z = 0) до дна (z = d);

  zj - глубина центра j-го интервала от расчетного уровняводы, м;

  D(zj) - диаметр сечения преграды на глубине zj, м;

  ci(zj) - инерционный коэффициент, соответствующий параметру  и определяемый пографику на черт. 2.

Черт. 9. Графики значений коэффициента ez,maxмаксимальной вертикальной силы от воздействия волн на затопленный цилиндр

Черт. 10.Графики значений коэффициента mxопрокидывающего момента от горизонтальной волновой нагрузки на затопленныйцилиндр

Черт. 11. Графики значений коэффициента mzопрокидывающего момента от вертикальной волновой нагрузки на затопленныйцилиндр

На стадии рабочей документации расчеты горизонтальной ивертикальной сил, а также общего опрокидывающего момента от воздействия волн нацилиндрическую преграду с конической вставкой следует производить на основерезультатов лабораторных исследований и теоретического решения задачи дифракцииволн у преграды.

Нагрузки от волн на коническую преграду

2.3.16. Расчет нагрузок от волн на конические преграды по п.п. 2.3.17 ¸ 2.3.19 производится при следующих условиях: 30° £ a £ 60°; ; , где a -угол между образующей конуса и горизонтальным дном; D - диаметрконической преграды на дне, м (см. черт. 1,г).

2.3.17. Максимальную горизонтальнуюсилу от воздействия волн Qx,max, кН на коническую преграду следует определять по формуле

,                                                     (24)

где   yx -коэффициент горизонтальной силы, определяемый по графикам на черт. 12; R = D/2.

2.3.18. Максимальную вертикальнуюсилу от воздействия волн на коническую преграду при условии, что взвешивающеедавление по подошве сооружения равно гидростатическому, следует определять поформуле

,                                                  (25)

где yz - коэффициент вертикальной силы,определяемый по графикам на черт. 13.При прохождении вершины волны через вертикальную ось преграды Qz,max направлена вниз, при прохожденииподошвы волны - вверх.

Черт. 12. Графики значений коэффициента yx горизонтальной силы от воздействияволн на конические преграды

2.3.19. Максимальный общий опрокидывающий момент от воздействияволн Мmax, кНм, относительно точки О1при условии распределения взвешивающего давления согласно п. 2.3.18 следует определять по формуле

,                                                  (26)

где yм - коэффициент общегоопрокидывающего момента, определяемый по графикам на черт. 14.

Направление действия максимального опрокидывающего момента Мmaxсовпадает с направлением действия момента Qx,max для пунктирных кривых на черт. 14 и противоположно этому направлениюдля сплошных кривых.

Примечание.

Прирасчете сооружений, указанных в п.п. 2.3.1- 2.3.19, на сдвиг ивычислении напряжений в их основании изменение относительных сил от воздействияволн  и соответствующихопрокидывающих моментов  в зависимости отположения вертикальной оси преграды относительно вершины волны æ = c/lдопускается определять по графикам на черт. 15, при этом система координат принята та же, что в СНиП2.06.04-82*.

2.4. Нагрузки и воздействия от судов

2.4.1. При расчете ледостойких гравитационных сооружений нанагрузки от судов необходимо определять:

нагрузки от волн на суда при одноточечной швартовке, согласно п. 2.4.2 настоящего раздела;

нагрузки от навала судна при его подходе к сооружению в условияхветра, течения и волн, согласно требованиям п. 2.4.3 настоящего раздела;

нагрузки от натяжения швартовов в условиях ветра, течения и волнпри одноточечной схеме причаливания с кормовым (носовым) закреплением судов,согласно требованиям п.п. 2.4.5 и 2.4.6;

нагрузки от ветра, течения и волн на суда, согласно СНиП2.06.04-82*.

Черт. 13.Графики значений коэффициента yz вертикальной силы от воздействияволн на конические преграды

Черт. 14. Графики значений коэффициента yм общего опрокидывающего момента от воздействия волн на коническиепреграды

Черт. 15. Графики изменения относительных волновых нагрузок иопрокидывающих моментов за период волны

hrel = h/hc - относительное превышениевзволнованной поверхности над расчетным уровнем; а - вертикальныйкруговой цилиндр; б - затопленный цилиндр; в - коническая преграда

2.4.2. Амплитуду продольной N, кНгоризонтальной нагрузки от действия волн на судно, пришвартованное поодноточечной схеме, следует определять по СНиП 2.06.04-82 *;

æ - коэффициент, принимаемый по СНиП2.06.04-82* и табл. 7.

Т - осадка судна в м; при Тv/lmt > 0,2 æ определяют по СНиП2.06.04-82*, при Тv/lmt< 0,2 - по табл. 7.

Таблица7

æ

0,82

0,79

0,76

0,73

0,7

0,6

0,5

0,05

0,07

0,08

0,09

0,1

0,15

0,2

2.4.3. Кинетическую энергию наваласудна Еq, кДж, при подходе его кнефтегазопромысловому сооружению при отсутствии волнения, ветра и теченияследует определять по СНиП 2.06.04-82 *, где нормальная составляющая скорости подхода судов малоговодоизмещения принимается по табл. 8.

Таблица8

Водоизмещение судна, m в тыс. т

1 - 2

3

4

5

Нормальная составляющая скорости подхода судна V, м/с

0,22

0,18

0,16

0,15

При наличии волнения с высотой до 1,5 м, прижимного ветра соскоростью до 15 м/с или течения в том же направлении со скоростью до 0,5 м/снормальная составляющая скорости подхода судна должнабыть увеличена в 1,41 раза, при одновременном учете двух факторов - в 1,73раза, при учете трех факторов - в 2 раза.

Черт. 16.Схема расчета для одноточечной швартовки

2.4.4. Поперечную горизонтальную силу Fq, кН, от навала судна при подходе к сооружению в условияхволнения, ветра и течения необходимо определять для значения энергии Eq, кДж, вычисленного с учетом п. 2.4.3 и в соответствии с требованиями СНиП2.06.04-82*.

2.4.5. Динамические нагрузки отсудна, закрепленного к причалу в одной точке (одноточечная схема швартовки,черт. 16) с носовым (или кормовым)якорем, при одновременном воздействии ветра, течения и волнения, совпадающих понаправлению с его диаметральной плоскостью, определяются по максимальнымсуммарным перемещениям ytot клюзовой точки, м, поформуле:

ytot = yw + yc+ yv,                                                            (27)

где   yw, yc - перемещения судна от воздействия ветра и течения в направлениидействующих сил; усилия определяются в соответствии с требованиями СНиП2.06.04-82*, перемещения определяются по жесткостной характеристикешвартовной системы S(y) которая представляет собой связь между усилиями и деформациямиканата (см. черт. 17);

        yv - амплитуда, м, вынужденных колебаний судна определяется поформуле

,                                                     (28)

где Kmt - среднее значение коэффициента жесткости, кН/м;

  Т -средний период волнения;

  Ty - собственный период продольных колебаний судна;

  N - амплитуда продольной, кН, горизонтальной нагрузки определяетсяпо СНиП2.06.04-82*.

Собственный период продольных колебаний Ty определяется по формуле

,                                                         (29)

где   Kmt - среднее значение коэффициента жесткости в кН/м для смещенногоположения статического равновесия судна в т. О1 (черт. 17) численное значение Kmt может быть получено при замене нелинейного участка жесткостнойхарактеристики S(y) касательной в точке О1, тогда Kmt = tga.

Черт. 17. Жесткостная характеристика связи

2.4.6. Расчетные нагрузки в связиопределяются по суммарным перемещениям судна ytot и жесткостной характеристикесвязей S(y) (черт. 17).

Примечание.При схемах швартовки, отличных от рассмотренных в п. 2.4.5, динамические усилия в связи определяютсяэкспериментальным путем.

2.5. Учет сейсмических нагрузок и воздействий

2.5.1. Сейсмические воздействия следует учитывать припроектировании стационарных платформ, возводимых на площадках сейсмичностью 7,8 и 9 баллов.

Проектирование морских стационарных платформ на площадках ссейсмичностью более 9 баллов допускается только по согласованию с ГосстроемСССР.

2.5.2. Определение характеристик сейсмического воздействияпроизводится в районах сейсмичностью 6 баллов и выше. Материалы изысканийдолжны содержать характеристику сейсмического режима района строительства,данные о сейсмологических параметрах сейсмогенных зон (магнитуды, глубиныочагов, эпицентральные расстояния, повторяемость землетрясений, сейсмичностьплощадки, спектральные характеристики сейсмических воздействий в зависимости отинженерно-геологических условий площадки), расчетные записи акселеграмм,велосиграмм, сейсмограмм.

Для акваторий, по которым отсутствуют данные сейсмическогомикрорайонирования шельфовых зон, допускается ориентировочно назначатьсейсмичность площадки строительства согласно СНиП II-7-81. Расчетнуюсейсмичность для морских стационарных платформ следует принимать равной сейсмичностиплощадки.

2.5.3. Расчет конструкций стационарных платформ, проектируемых всейсмических районах, должен выполняться на основные и особые сочетаниянагрузок с учетом сейсмических воздействий.

Рекомендуется учитывать в расчетной схеме возможность вращениясооружения вокруг вертикальной оси и податливость основания. В расчетах должныучитываться масса сооружения и присоединенная масса воды, которую допускаетсяопределять как массу вытесненной воды.

2.5.4. Расчеты ледостойких стационарных платформ на особыесочетания нагрузок с учетом сейсмических воздействий следует выполнять согласноСНиП II-7-81и п.п. 2.5.7 - 2.5.11.

2.5.5. При расчете ЛСП влияние ледового поля должно быть учтеновведением в расчетную схему дополнительных связей, имитирующих условия контактасооружения с ледяным полем.

2.5.6. В расчетах прочности морских стационарных платформ поодномерной (консольной) и двухмерной (плоской) схемам следует учитыватьгоризонтальные сейсмические воздействия, причем выбирается наиболее опасное дляданной конструкции или ее элементов направление воздействия.

В расчетах прочности по пространственной расчетной схеме следуетучитывать одновременное воздействие двух горизонтальных компонент сейсмическогоускорения, которые могут считаться некоррелированными, причем их максимумыпринимаются соответственно равными Agcosj и Agsinj, (j = 56° по статистическимданным).

В расчетах устойчивости морских стационарных платформ следуетучитывать наиболее опасное горизонтальное или наклонное под углом 30° кгоризонтальной плоскости сейсмическое воздействие.

2.5.7. В общем случае при расчете навоздействие сейсмических ускорений в направлении горизонтальных ортогональныхосей x, у, величины сейсмических сил ( и ), действующих вдоль каждой их этих осей на элемент с массой mk, отнесенной к точке k сооружения, при его колебаниях по i-й форме собственных колебаний следует определять по следующимформулам:

,                                           (30)

,                                           (31)

,                                              (32)

где   K0 - коэффициент надежности, принимаемый равным 2,5;

        К1 - коэффициент, учитывающий допускаемыеповреждения, определяется по СНиП II-7-81;

        К2 - коэффициент, учитывающий конструктивныерешения, принимаемый равным 1 или по СНиП II-7-81;

        A - коэффициент определяемый по СНиП II-7-81;

        g - ускорение силы тяжести;

        bi -коэффициент динамичности, соответствующий i-й формесобственных колебаний сооружения, определяемый на основании спектральныххарактеристик сейсмического воздействия для выбранной строительной площадки;при отсутствии таких данных определяется по СНиП II-7-81;

        di - логарифмическийдекремент колебаний сооружения по i-й форме, допускаетсяпринимать по СНиПII-7-81;

        d = d0 = 0,314;

        tз - условная продолжительностьсейсмического воздействия, которую допускается принимать равной ~ 15 с;

         - коэффициенты,зависящие от формы i деформации сооружения в направлении x, yсоответственно, определяемые по п. 2.5.8.

2.5.8. Для сооружений, рассчитываемыхпо пространственной расчетной схеме на одновременное воздействие двухгоризонтальных компонент сейсмических ускорений следует проводить расчет на дваварианта загружения. Значения  определяют поформулам:

,                                             (33)

,                                           (34)

,                                                      (35)

B = cos2j                C = sin2j          - для 1-го варианта,

B = sin2j                 C = cos2j         - для 2-го варианта,

где   mj - масса, сосредоточенная в точке j;

        xij, yij - смещения в точке j сооружения при связанных колебанияхпо i-й главной форме в направлении осей x, yсоответственно.

Для сооружений гравитационного типа и сооружений, рассчитываемыхпо консольной схеме на действие горизонтальных сейсмических ускорений, расчетдопускается выполнять по формулам:

,                                                        (36)

,                                                       (37)

где   qj - момент инерции j-й массысооружения относительно горизонтальной оси, проходящей через центр тяжестиоснования перпендикулярно плоскости колебаний;

        jij -угол поворота j-й массы при свободных колебаниях по i-й форме.При этом должны выполняться следующие условия:

.

2.5.9. Расчетные значения поперечной и продольной сил, изгибающегои крутящего моментов, нормальных и касательных напряжений в конструкциях отсейсмической нагрузки, приложенной к сооружению в виде квазистатических сил  или  в общем случаеследует определять по формуле:

,                                        (38)

где   Ni; Ni+1 - значения усилий илинапряжений в рассматриваемом сечении, вызываемых сейсмическими нагрузками,соответствующими i-й и i + 1-й формам собственных колебаний сооружения;

        n - число учитываемых в расчете форм собственных колебанийсооружения;

        Ai,i+1 - коэффициент, учитывающий взаимную корреляцию i-й и i + 1-йобобщенных координат, определяемый по 2.5.10.

При расчете по пространственной расчетной схеме усилия Np,соответствующие воздействиям в направлении каждой из осей, рассматриваются каквзаимно некоррелированные. При расчете по консольной расчетной схеме указанныеусилия рассматриваются раздельно.

Если центры масс сооружения не совпадают с центрами жесткостей, тов консольной схеме должны учитываться крутящие моменты относительновертикальной оси, равные произведению сейсмических сил на соответствующиеэксцентриситеты между центрами масс и жесткостей.

2.5.10. Значения коэффициентов Ai,i+1 могут определяться поформулам:

                                 (39)

В случае di = di+1 »0,3 практически можно принимать Ai,i+1 = 0 если периоды Тi, Ti+1 отличаются более, чем на 10%.

2.5.11. Для сооружений, расчеткоторых производится по консольной схеме, следует учитывать не менее трех формсобственных колебаний; для сооружений, расчет которых производится попространственной схеме, - не менее 10 основных форм колебаний.

2.65.12. При расчете на прочность и устойчивостьдолжен вводиться дополнительный коэффициент условия работы, определяемый по СНиП II-7-81.

3. ОСНОВАНИЯ И ФУНДАМЕНТЫ

3.1. Свайные фундаменты.
Проектирование свайных фундаментов

3.1.1. Исходными данными для проектирования фундаментов ЛСПявляются результаты инженерных изысканий, выполненные в соответствии с ВСН51.2-84, действующие нагрузки и воздействия, конструктивные особенностипроектируемого сооружения.

3.1.2. Техническое задание на изыскания должно составлятьсягенеральным проектировщиком при участии организации, разрабатывающей проектфундаментов, включать разработку программы работ.

Программа должна быть согласована cорганизацией, выдавшей техническое задание на производство изысканий.

3.1.3. Основными параметрами, определяющими несущую способностьоснований и их деформации, являются прочностные и деформационные характеристикигрунтов, позволяющие выполнять расчеты как с использованием моделей,базирующихся на теориях упругости и предельного равновесия, так и моделей,обеспечивающих прогноз поведения основания при возникновении в нем пластическихзон.

3.1.4. Нормативные и расчетные значения характеристик грунтовследует принимать в соответствии с ГОСТ20522-75 «Грунты. Метод статистической обработки результатов определенийхарактеристик».

3.1.5. Доверительная вероятность расчетных значений характеристикгрунтов принимается равной при расчетах оснований по несущей способности a = 0,95; при расчетах оснований подеформациям a =0,85.

При соответствующем обосновании на основе согласованного решенияпроектной и изыскательской организации допускается принимать большуюдоверительную вероятность расчетных значений характеристик грунтов, но не выше0,99.

3.1.6. Расчетная схема системы сооружение - фундамент - основаниедолжна выбираться с учетом расчетной схемы сооружения, характера напластованийи свойств грунтов, особенностей возведения и т.д. Рекомендуется учитывать такжеупругопластические и реологические свойства, влияние повторности и скоростинагружения, изменение порового давления грунта.

3.1.7. Расчет свайных фундаментов и оснований должен выполнятьсясогласно СНиП 2.02.03-85 по2-м группам предельных состояний:

по первой группе, по прочности конструкции сваи и несущейспособности грунтов;

по второй группе, по осадке основания свайного фундамента отвертикальных нагрузок, по перемещениям свай в грунте.

3.1.8. Расчет свайных фундаментов по прочности конструкциипроизводится в зависимости от их материала с учетом требований СНиП 2.02.03-85.

3.1.9. Свайные фундаменты по несущей способности грунтов основанияпри действии осевых нагрузок следует рассчитывать по СНиП 2.02.03-85, ВСН 51.3-85.

Величина коэффициента надежности gк принимается в соответствиисо СНиП 2.02.03-85 и таблицей 9.

Допускается уточнять метод расчета по рекомендуемому Приложению 2.

Таблица9

Тип свайного фундамента

Значение коэффициента надежности gк при

основном сочетании

особом сочетании

Одиночные сваи

1,4

1,3

Группы свай

1,3

1,2

Свайные ленты и поля

1,3

1,2

Несущую способность свай следует определять как наименьшее иззначений несущей способности, полученных по расчету:

несущей способности грунтов;

прочности конструкции сваи.

3.1.10. Свайные фундаменты по второй группе предельных состояний(по деформациям) рассчитывают по формуле:

S £ Sпр,                                                                (40)

где:  S -расчетная величина деформации сваи или свайного фундамента в целом,

    Sпр - предельно допустимая величина деформации, устанавливаемая:

по горизонтальному смещению верха конструкции ЛСП;

по деформациям (горизонтальным перемещением, осадкам и угламповорота) свай в уровне опорных закреплений в соответствии с заданием напроектирование, исходя из эксплуатационных и технологических требований.

Примечания.1. Расчеты одиночных свай постоянной по длине жесткости на действиегоризонтальной нагрузки в однородных грунтах основания допускается проводить поСНиП 2.02.03-85.

2. Расчет свайных фундаментов на совместное действие вертикальнойи горизонтальной нагрузок и момента рекомендуется вести по прил.

3.1.11. Свайные фундаменты и конструкции опорного блока ЛСП должныпроектироваться совместно.

Проектирование осуществляется в несколько этапов, включающихпредварительную оценку габаритов и конструктивной схемы опорного блока,нагрузок на основание, анализа инженерно-геологических условий, назначенияконструкции и параметров свай (диаметра, длины, величин расчетных осевых игоризонтальных нагрузок), способов их погружения, деформативности опорногоблока, жесткостных характеристик системы «свая - грунт» для совместногорасчета.

3.1.12. Необходимость проектирования дополнительных (юбочных) свайустанавливается расчетом.

3.1.13. Расчет свай, расположенных на расстоянии свыше 7D (D - диаметрсваи), следует проводить как одиночных; при расстоянии менее 7D - сучетом взаимного влияния свай (приложение 3).

3.1.14. При назначении количества свай и их размещении вконструкции опорного блока необходимо учитывать габаритные размеры стапельныхустройств на заводе металлоконструкций и опорных устройств специальныхтранспортных средств, применяемых для транспортировки опорного блока к местуего установки на акватории (барже специального назначения).

3.1.15. Направляющие дополнительных (юбочных) свай должныпроектироваться в составе опорного блока, обеспечивать жесткое сопряжение с нимдля передачи усилий на сваи, а также проектное положение свай. Высотунаправляющих следует определять, исходя из принятой конструкции сопряжения,рассчитанной на восприятие осевых и горизонтальных нагрузок, передаваемых насваи.

3.1.16. Внутри основных стоек опорного блока и направляющихдополнительных (юбочных) свай должны предусматриваться фиксаторы,ограничивающие смещение свай внутри них в соответствии с заданными допусками впериод выполнения строительно-монтажных работ.

Диаметры и глубины погружения основных и дополнительных (юбочных)свай могут быть различными.

3.1.17. Передачу усилий от опорного блока на сваю следуетосуществлять через узлы сопряжения, которые должны быть рассчитаны на расчетныеусилия, воспринимаемые сваей в месте сопряжения с опорным блоком.

3.1.18. При проектировании фундаментов ЛСП следует учитыватьвозможность образования и развития местного размыва.

Расчет глубины местного размыва у опор ЛСП рекомендуетсяпроизводить по методике МИСИ (предварительных расчетов).

3.1.19. Противоразмывная защита вокруг ЛСП выполняется в сроки,обеспечивающие надежную работу сооружения с учетом динамики изменениягидрологических параметров в месте строительства платформы.

3.2. Основания и фундаменты платформ гравитационного типа

3.2.1. Основания гравитационных платформ рассчитываются по двумгруппам предельных состояний.

Расчеты по первой группе включают:

а) определение несущей способности основания в целом при действиинаиболее опасных сочетаний нагрузок;

б) расчет сопротивления основания задавливанию выступающих частейконструкции при установке платформы;

в) определение реактивного сопротивления грунта по контакту сфундаментом при основном и особом сочетаниях нагрузок;

г) оценку местной устойчивости грунта от размывов и другихлокальных воздействий при установке платформы и ее эксплуатации.

3.2.2. Расчет несущей способности должен обеспечить прочность иобщую устойчивость сооружения.

Для гравитационных платформ с заглубленными конструктивнымиэлементами расчет производится по схеме заглубленных фундаментов с плоскойподошвой на уровне низа этих элементов. Для прочих гравитационных платформрасчет производится как для незаглубленных фундаментов с плоской подошвой.

3.2.3. Расчет несущей способности производится для полностьюдренируемых или полностью недренируемых грунтов. В последнем случае расчет проводитсяв полных напряжениях при условии

|t| £ Cu,                                                                  (41)

где   t -касательные напряжения, МПа;

    Сu -сопротивление недренируемому сдвигу, МПа,

или в эффективных напряжениях при условии

                                               (42)

         - эффективноенормальное напряжение;

        sn - полноенормальное напряжение;

        u - поровое давление, определяемое методами фильтрационной теорииконсолидации грунтов согласно СНиП 2.02.01-83.

Равенство в формулах 41и 42 достигается на площадкахскольжения.

Изрезультатов различного типа расчетов следует выбирать тот, которыйсоответствует минимальной несущей способности.

3.2.4. Расчет оснований по несущей способности производится,исходя из условия

,                                                                (43)

        Fp, Fu - расчетные значения обобщенной нагрузки и предельногосопротивления основания соответственно;

          gc -коэффициент сочетания нагрузок (СНиП 2.06.01-85);

          gm - коэффициент условия работы,определяется по таблице 10;

          gн - коэффициент надежности поназначению принимается в соответствии со СНиП 2.06.01-85.

Черт.18

Для круглой подошвы:

Для прямоугольной подошвы:

         - приведенная ширинафундамента;

         - приведенная длинафундамента;

        eb - эксцентриситет по стороне b;

        el - эксцентриситет по стороне l.

Несущая способность связана со средней предельной нагрузкой(давлением) qu на основание соотношением

,                                                           (44)

где - приведенная площадь фундамента, зависящая от формыфундамента и эксцентриситета нагрузки в расчетной плоскости подошвы, определяетсяпо черт. 18.

3.2.5. Несущая способность нескальных оснований определяетсяметодами теории предельного равновесия грунтовой среды. При этом допускаетсяиспользование:

а) трехчленной формулы Терцаги (см. п. 3.2.6);

б) методов, основанных на нахождении наиболее опасной поверхностискольжения (см. п. 3.2.7).

Таблица10

Вид грунта

Метод расчета

а

б

Песчаные грунты

0,85

0,8

Пылево-глинистые грунты

0,8

0,75

3.2.6. Несущую способность длявертикальной составляющей нагрузки допускается определять по трехчленнойформуле, если основание сложено однородными грунтами. В этом случае

,                                       (45)

где:   Nс, Nq, Nj - безразмерные коэффициенты, зависящие от расчетного углавнутреннего трения грунта j;

          ic, iq, ij - коэффициенты влияния угла нагрузки, зависящие от угла наклона квертикали dравнодействующей всей нагрузок на уровне подошвы фундамента и угла j;

          nr, nq, nc - коэффициенты влияния формы опорной части фундамента;

          c -расчетное значение сцепления грунта;

          q¢ = g¢h -расчетное значение пригрузки;

          h -заглубление, равное глубине погружения юбки в основание;

          g¢ - удельный вес скелета грунта с учетом взвешивания в воде.

Вышеназванные коэффициенты допускается определять по формулам:

.                                (46)

Здесь  соотношение сторонусловного прямоугольного фундамента;

                - условнаяприведенная длина.

В вычисляемую по формулам (45),(46) несущую способность входит весгрунта (с учетом взвешивания в воде) в пределах площади платформы вышеплоскости заглубления.

3.2.7. Если основание сложенонеоднородными грунтами или рассматриваются полностью недренируемые условия(нестабилизированное состояние), расчет несущей способности допускаетсяпроизводить путем отыскания наиболее опасной поверхности скольжения, отделяющейсдвигаемый массив грунта от неподвижного. В частности, допускаетсяиспользование графоаналитического метода с построением круглоцилиндрическихповерхностей скольжения и введением поправочных коэффициентов, учитывающихпространственный характер сдвига.

3.2.8. Оценку запаса устойчивости платформы на сдвиг следуетпроизводить по формулам (41), (42). При наличии юбки нужно учитыватьее сопротивление горизонтальному смещению по формулам для расчета пассивногодавления на подопорную стенку.

3.2.9. При расчете несущей способности учитывается влияниецикличности нагружения при помощи снижения прочностных характеристик грунта илиповышения порового давления. Снижение прочности глинистых грунтов и нарастаниепорового давления в песчаных грунтах при многократном приложении нагрузкиследует оценивать на основании лабораторных испытаний и наблюдений заповедением и свойствами аналогичных натурных грунтов, работающих в сходныхусловиях.

3.2.10. При расчете задавливания юбки и других выступающих частейфундамента на требуемую глубину используют формулы удельного лобового ибокового сопротивления согласно СНиП2.02.03-85 с повышающим коэффициентом 2.

Расчет нагрузок на юбки, днища и другие выступающие частиконструкции следует производить методами теории предельного равновесия с учетомнеоднородности контакта.

3.2.11. Во время установки и работы платформы должна бытьобеспечена гидравлическая устойчивость грунта основания. Для этого следуетизучить и оценить возникающие фильтрационные потоки и силы и вызванные имиразупрочнение и эрозию грунта.

3.2.12. Расчеты по 2-ой группе предельных состояний включают:

а) краткосрочные и длительные осадки и крены;

б) смещения под действием длительно действующих и многократныхнагрузок;

в) динамические реакции системы сооружение - основаниепри заданной частоте волнового воздействия.

3.2.13. Расчет деформаций основания следует производить c учетоммногократно-повторного характера приложения нагрузки и вероятностивозникновения нагрузок (волновых, ледовых, сейсмических и т.д.).

3.2.14. Расчетная схема основания в расчетах по второй группепредельных состояний должна выбираться в виде линейно илинелинейно-деформируемого полупространства или слоя конечной толщины. Последняясхема принимается, когда в пределах сжимаемой толщи основания расположенскальный грунт.

3.2.15. Предпроектные расчеты деформаций допускается производитьпо схеме линейно-деформируемого пространства с условием ограничения глубинысжимаемой толщи исходя из соотношения величин дополнительного давления отфундамента  (по вертикали,проходящей через ее центр) и природного бытового эффективного давления на тойже глубине . Это соотношение для фундаментов с шириной в планепревышающей 20 м, берется равным 0,5; при ширине меньше 10 м - равным 0,2; припромежуточных ширинах - по линейной интерполяции.

3.2.16. Если в условиях линейного расчета глубина зон, в которыхнарушается условие предельного сопротивления сдвигу, превосходит1/10 ширины опорной части, следует вести расчет с использованием моделинелинейно-деформируемого полупространства.

3.2.17. Дляоснований, сложенных пылевато-глинистыми грунтами, следует проводить расчетыизменения деформаций во времени с использованием теорий фильтрационнойконсолидации, нелинейного деформирования скелета грунта и ползучести. При этомнеобходимо определять поровое давление и фильтрационные силы для использованияв расчетах по 1-ой группе предельных состояний.

Каклинейный, так и нелинейный расчеты должны производиться с применениемдеформационных характеристик, соответствующих условиям полного водонасыщения ивзвешивания основания.

3.2.16. Дляуменьшения избыточного порового давления в днище фундамента, по его краям иплощади следует устраивать дренажные скважины или выполнять гравийную илипесчаную подушку.

4. МЕТАЛЛИЧЕСКИЕ КОНСТРУКЦИИ

Сталь для конструкций и их соединений

Требования,предъявляемые к сварке

4.1. Марки стали и их расчетные сопротивления для конструкций ЛСПследует принимать по таблице 1 обязательногоприложения 4, СНиП II-23-81 и СНиП2.03.11-85.

4.2. Сталь, предназначенная для изготовления сварных соединенийопорных блоков, должна подвергаться ультразвуковому контролю сплошности иудовлетворять требованиям приложения.

Расчетные сопротивления металла швов стыковых соединений сталей сразными значениями предела текучести следует принимать как для стали с меньшимзначением нормативного сопротивления.

4.3. При проектировании стальных конструкций платформ следуетобеспечивать технологичность изготовления и монтажа конструкций и свободныйдоступ к местам выполнения сварных соединений.

4.4. Все сварочные работы на заводе-изготовителе и на монтажедолжны производиться по специально разработанной документации на производствосварочных работ конкретного типа металлоконструкций платформ в полномсоответствии с чертежами КМД, СНиП III-18-75, СНиП III-4-79,настоящими нормами и дополнительными требованиями, согласованными с проектнойорганизацией.

4.5. Размеры сварных угловых швов следует принимать в соответствиисо СНиП II-23-81.

4.6. Для расчетных и конструктивных сварных соединений в проектедолжны быть указаны виды сварки, электроды или сварочная проволока, положениешва при сварке.

4.7. Конструктивные формы сварных соединений должнысоответствовать ГОСТ5264-80, ГОСТ8713-79, ГОСТ14771-76, ГОСТ16037-80, ГОСТ11533-75, ГОСТ11534-75 и проекту производства сварочных работ.

4.8. Все сварные швы должны иметь плавный переход к основномуметаллу и иметь гладкую поверхность, расположение и размеры зон обработкидолжны быть указаны в КМД.

4.9. В сварных стыковых соединениях листов разного сечения в целяхобеспечения плавного перехода сечения от меньшей толщины к большей следуетпредусматривать скосы у более толстого листа с одной или двух сторон с уклономне более 1:5.

4.10. При проектировании ЛСП следует предусматривать стыковыесварные соединения с двух сторонней сваркой и полным проваром.

4.11. При использовании для металлоконструкций платформ сталеймарок 14Г2АФ (Д), 16Г2АФ (Д), ВСт3сп5, 09Г2С (Д) и 12ХГДАФ следует применятьматериалы для сварки, указанные в табл. 2обязательного приложения 4.

4.12. Качество швов сварных соединений для крепления сборочных имонтажных приспособлений должно быть не ниже качества основных швов.

4.13. Контроль качества швов сварных соединений долженосуществляться следующими методами:

систематическая проверка выполнения заданного технологическогопроцесса сборки и сварки;

наружный осмотр 100 % швов с проверкой размеров;

механические испытания контрольных образцов по ГОСТ6996-66 и СНиПIII-18-75;

металлографическое исследование макрошлифов на торцах швовконтрольных образцов или на торцах стыковых швов сварных соединений;

послойнаяцветная дефектоскопия сварных швов соединений по ГОСТ18442-80;

контрольшвов ультразвуковой или радиационной дефектоскопией 100 % всех расчетных швовпо ГОСТ 7512-69;

испытаниесварных швов на плотность, 100 % соединений элементов, используемых дляплавучести.

4.14.Трещины всех видов и размеров в швах сварных соединений не допускаются.

Несплавленияпо кромкам, непровары на участках, где проектом предусмотрено сквозноепроплавление, не допускаются.

Подрезысварных швов не допускаются.

4.15. Встыковках и угловых швах сварных соединений конструкций допускаются единичныепоры или шлаковые включения диаметром не более 1 мм для стали толщиной до 25 мми не более 4 % толщины, но не более 3 мм для стали толщиной более 25 мм, вколичестве не более четырех дефектов на участке шва длиной 400 мм. Расстояниемежду дефектами должно быть не менее 50 мм.

4.16.Цветная дефектоскопия выполняется по ГОСТ18442-80, а также с учетом рекомендаций «Методическое руководство поцветной дефектоскопии деталей и сварных швов»; ОСТ 36-76-83 «Контрольнеразрушающий. Сварные соединения трубопроводов и конструкций. Цветной метод»,разработанным ВНИИМонтажспецстрой, Москва, И26-7-74 Отраслевая инструкция«Контроль методом цветной дефектоскопии», Москва, ВНИПТИхиммаш, 1975;«Инструкция по цветной дефектоскопии сварных соединений», Киев,Укрмонтажспецстрой, 1974.

4.17. Выбори проектирование систем защиты от коррозии следует производить в зависимости отстепени агрессивного воздействия среды на конструкции опорной части платформысогласно ГОСТ 51.64-80.

4.18. Способы защиты металлоконструкций в зоне атмосфернойкоррозии выбирают согласно СНиП 2.03.11-85 и табл.11.

Таблица11

Зона влажности

Характеристика солей, аэрозолей и пыли

Степень агрессивного воздействия среды на металлоконструкции в морской атмосфере

Способ защиты металлоконструкций от коррозии

Сухая

Хорошо растворимые малогигроскопические

Слабоагрессивная

1. Газотермическое напыление алюминия (d = 120 мкм) с последующей пропиткой лакокрасочными материалами II, III групп

 

 

 

2. Газотермическое напыление алюминия (d = 250 мкм)

 

 

 

3. Окрашивание лакокрасочными материалами II, III, IV групп

Нормальная

Хорошо растворимые гигроскопичные

Среднеагрессивная

1. Газотермическое напыление алюминия (120 - 180 мкм) с последующей пропиткой лакокрасочными материалами III и IV групп

 

 

 

2. Газотермическое напыление алюминия (d = 250 мкм)

 

 

 

3. Окраска лакокрасочными материалами III и IV групп

Влажная

Хорошо растворимые гигроскопичные

Сильноагрессивная

1. Газотермическое напыление алюминия (d = 250 мкм) с последующей пропиткой лакокрасочными материалами IV группы

 

 

 

2. Окраска лакокрасочными материалами IV группы

Защита металлоконструкций в зоне периодического смачиваниявыполняется с применением металлических, лакокрасочных и смазочных защитныхпокрытий согласно СНиП 2.03.11-85, ГОСТ9.032-74.

В подводной зоне должна применяться электрохимическая защитанеокрашенных металлоконструкций, осуществляемая с помощью протекторов или отвнешнего источника тока.

Критерием выбора схемы электрохимической защиты (протекторная, отвнешнего источника тока, окрашенных или неокрашенных конструкций) являетсяэкономическое обоснование.

Проектирование систем электрохимической защиты производитсяспециализированными организациями и включает выбор типа защиты, расчет системы,размещение элементов и разработку электрической схемы соединений.

Металлоконструкции в зоне данного грунта следует защищатьэлектрохимическим способом без дополнительного окрашивания.

4.19. Для улучшения коррозионной стойкости ЛСП следует выполнятьследующие конструктивные требования:

новые конструктивные материалы (стали и сплавы, а также их сварныесоединения) должны быть использованы только после их испытаний на коррозию;

избегать образования зазоров и щелей, притуплять углы фасонок идругих элементов снятием фаски шириной 3 ¸ 5 мм;

избегать наличия вогнутостей, задерживающих скопление влаги наповерхности металлоконструкций, в сплошных поверхностях - следуетпредусматривать дренажные отверстия, предусматривать сварку встык или замкнутыхугловых швов; при необходимости соединения внахлестку зазоры должны закрыватьсянепрерывной сваркой. При сварке следует обеспечивать полный провар и исключитьпористость и зазоры;

избегать конструктивных форм, вызывающих турбулентность;

необходимо использовать конструктивные решения, облегчающие доступк поверхности металлоконструкций для ее очистки и нанесения защитных покрытий;

необходимо уменьшать количество связевых элементов, а такжеуменьшать количество сварных стыков в зоне развития максимальной коррозии -нижняя треть зоны периодического смачивания.

Основныеположения расчета

4.20. Расчет стальных конструкций ЛСП должен производиться всоответствии со СНиП II-23-61, ВСН 51.3-85и настоящих ВСН.

Расчет следует вести на стадиях: транспортировки, монтажа иэксплуатации с учетом соответствующей расчетной схемы.

4.21. Усилия в элементах платформы должны определяться с учетомсовместной работы опорного блока и основания.

4.22. Расчет трубчатых стержней длиной rследует проверять на общую (при центральном и внецентренном сжатии) и местнуюустойчивость в соответствии со СНиПII-23-81.

4.23. При  r проверку на общую и местную устойчивость следует вести взависимости от  - относительнойтолщины стенки трубы.

t - толщинастенки трубы, r - радиус трубы.

Если  - следует производитьрасчет на общую (при центральном и внецентренном сжатии) и местную устойчивостьв соответствии со СНиП II-23-81.

Если  - проверкаустойчивости не требуется.

Если  и  следует вестипроверки на потерю общей и местной устойчивости совместно.

 - при центральном сжатии.

- при внецентренном сжатии.

Коэффициентыy, j, jl, с - следует принимать по СНиП II-23-81.

Величину l,необходимую для нахождения значений j и jl определяют по формуле

,

где:  m - коэффициент измерениядлины трубы в зависимости от условий закрепления ее концов.

При  и :

расчет наобщую устойчивость следует производить при центральном и внецентренном сжатии всоответствии со СНиП II-23-81;

расчет наместную устойчивость следует производить в соответствии со СНиП II-23-81.

При этом вслучае центрального сжатия расчетное напряжение следует определять с учетомслучайных эксцентриситетов:

,

где g0 принимаетсяпо графику черт. 19.

В случаетонкостенных стержней (tr < 1/200)критические напряжения местной потери устойчивости рекомендуется определять подеформированной схеме путем учета деформации контура поперечного сечения поформуле

,

где r - радиус кривизны деформированного контура для точки, где радиусоказывается наибольшим (черт. 20).

Черт. 19.График значений коэффициента начальных эксцентриситетов

Черт. 20. Деформация контура поперечного сечения трубчатогоэлемента при изгибе

Деформация контура поперечного сечения может не учитываться приподкреплении диафрагмами с шагом  или менее.

4.24. Опоры в виде сплошной оболочки (цилиндрической, коническойили комбинированной), подкрепленной продольными и кольцевыми ребрами с жесткойдиафрагмой, рассчитывают по безмоментной теории с учетом краевых эффектов вместах присоединения диафрагм и мест перехода от конической оболочки кцилиндрической.

Такие оболочки могут быть рассчитаны также по программам «СПРИНТ»,«РАМОК».

При расчете опорного блока, состоящего из нескольких оболочек,необходимо предварительно распределить нагрузку на каждую из оболочек.

4.25. Прочность оболочек с ярко выраженной ортотропией, впредположении, что коэффициент Пуассона равен нулю, проверяется по формулам

,                                                              (47)

,                                                              (48)

где     gс - коэффициент условия работы, определяется по СНиП II-23-80, ВСН51.3-85;

          sx -нормальные напряжения от продольной, поперечной сил и изгибающего момента;

          sy -напряжения в кольцевом направлении;

          txy -касательные напряжения от поперечной силы.

4.26. Проверка устойчивости при совместном действии нормальных икасательных напряжений производится по формуле:

,                                                       (49)

где scr, tcr - критические напряжения, равныеменьшему из полученных по 2-м расчетным схемам;  или  для оболочек сотносительно сильными продольными ребрами.

Методика расчета каркасированной оболочки приведена в обязательномприложении 5.

4.27. Расчет статической прочности бесфасоночных узлов трубчатыхэлементов следует производить согласно ВСН 51.4-85 Мингазпрома.

4.28. Расчет прочности узловых соединений с учетом сопротивленияхрупкому разрушению следует выполнять согласно обязательному приложению 6.

5. ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ КОНСТРУКЦИИ

5.1. При проектировании железобетонных ЛСП необходимо соблюдатьтребования СНиП2.03.01-84, СНиП2.06.08-87 и настоящих BCH.

5.2. Для преднапряженных конструкций сжимающие напряжения в стадиипредварительного сжатия не должны превышать значений, указанных в СНиП 2.03.01-84и таблице 12.

Таблица 12

Напряженное состояние сечения

Отношение предварительного обжатия бетона к передаточной прочности

при расчете температуры воздуха, °С

- 40 °С и выше

ниже - 40 °С

при обжатии

центральном

внецентренном

центральном

внецентренном

1. Напряжение в бетоне уменьшается или не изменяется при действии внешних нагрузок

0,65

0,55

0,75

0,65

0,55

0,45

0,65

0,55

2. Напряжение в бетоне увеличивается при действии внешних нагрузок

0,50

0,45

0,55

0,50

0,40

0,35

0,45

0,40

Примечания:1. Для бетона в водонасыщенном состоянии при температуре ниже - 40 °С отношениеуменьшают на 0,05.

2.Над чертой - при натяжении на упоры, под чертой - при натяжении на бетон.

3. При наличии косвенной арматуры или стальных опорных деталейотношение равно 0,8.

5.3. Суммарные напряжения сжатия в стадии эксплуатации от преднапряжения,силовых и температурно-влажностных воздействий для конструкций ЛСП не должныпревышать 0,6 расчетного сопротивления бетона сжатия при нормальных условиях.

5.4. Суммарные напряжения растяжения в бетоне в стадииэксплуатации от преднапряжения, силовых и температурно-влажностных воздействийдля конструкций ЛСП при наличии требования трещиностойкости, не должныпревышать 0,3 расчетного сопротивления бетона растяжению при нормальныхусловиях.

5.5. При отсутствии специальных оболочек из стали или другихматериалов, предотвращающих истечение нефти или масел, в элементах, ограждающихемкости в эксплуатационной стадии, должны сохраняться сжимающие напряжения (s = N/А), неменьше чем 0,5 МПа.

5.6. Материалы конструкций (бетон, его компоненты, арматура), находящиесяпри эксплуатации в пределах воздействия морской воды, ее брызг и в контакте следяными полями и с грунтом морского дна, должны удовлетворять требованиям СНиП2.06.08-87.

5.7. Призменная прочность бетона зоны переменного уровня воды недолжна быть менее 40 МПа. Для остальных случаев минимальный класс бетона попрочности устанавливается в соответствии с требованиями СНиП 2.03.01-84 и СНиП2.06.08-87.

5.8. Минимальные марки бетона по водонепроницаемости иморозостойкости устанавливаются на основании таблицы 18.

5.9. Для омоноличивания стыков и узлов следует применять бетоныпроектной марки (по прочности, морозостойкости и водонепроницаемости) не нижекласса бетона основных конструкций, если она равна В 35 и более. Дляконструкций меньшего класса бетона, чем В 35, омоноличивание должноосуществляться бетоном с классом на одну ступень выше класса бетона основнойконструкции.

5.10. При расчетах элементов конструкций ЛСП, расчетныесопротивления бетона Rb и Rb,ser следует дополнительно умножать накоэффициент условий работы бетона при сжатии gbt(при расчете на первое замораживание) или на коэффициент gbe (при расчете на длительноепопеременное замораживание и оттаивание), а расчетные сопротивления бетона нарастяжение Rbt и Rbt,ser - на коэффициент надежности прирастяжении, равный gbS,t = 1,1gbt,e (при расчете на первоезамораживание) и gbt,e = 0,9gbe(при расчете на длительное попеременное замораживание и оттаивание).

5.11. Коэффициенты условий работы бетона gbt и gbeопределяются по формулам:

                                                      (50)

где      Qt и Qe, - коэффициенты, принимаемые по табл. 13 в зависимости от эксплуатационной зоны бетона ипроектной марки бетона по морозостойкости;

            tb - абсолютное значениерасчетной зимней температуры бетона конструкции, °С.

5.12. При воздействии низких температур начальный модуль упругостибетона рекомендуется умножать на коэффициент bbt,учитывающий повышение модуля упругости бетона при первом замораживании, или накоэффициент bbc,учитывающий снижение модуля упругости бетона при длительном попеременномзамораживании и оттаивании.

5.13. Коэффициенты bbt и bbc определяются по формулам:

,

где bt и bc определяются по табл. 13в зависимости от эксплуатационной зоны бетона и проектной марки бетона поморозостойкости.

5.14. Коэффициенты линейного температурного расширения бетонаестественного твердения ab в зависимостиот условий работы, температуры, и проектной марки бетона по морозостойкостипринимаются по табл. 14.

Таблица13

Зона ЛСП (По табл. 18)

Обозначения коэффициентов

Коэффициенты условий работы при проектной марке по морозостойкости

100

150

200

300

400

500

I, II

atQt

-

2

2,0

1,9

1,8

1,7

bt

-

1,8

1,8

1,7

1,6

1,65

aсQс

0,3

0,4

0,55

0,7

0,8

0,9

bc

0,1

0,25

0,3

0,5

0,65

0,8

 

at

2,0

1,9

1,9

1,8

1,7

1,6

III, IV

bt

1,8

1,7

1,7

1,6

1,5

1,4

V, VI

ataс

0,6

0,7

0,8

0,9

0,95

1

 

bc

0,4

0,5

0,65

0,8

0,9

1

Таблица14

Зона ЛСП по табл. 18

Коэффициент линейной температурной деформации бетона при расчетной температуре бетона, °С (ab´106)

Выше - 10 °С

от - 10 °С до - 45 °С

Ниже - 45 °С

при проектной марке по морозостойкости

от 100 до 500 включит.

100

150

200

300

400

500

от 100 до 500 включит.

I, II

11

- 14

- 13

- 12

- 10

- 8

- 5

7

III, IV, V, VI

10

10

10

10

10

10

10

10

5.15. Арматуру железобетонных конструкций ЛСП следует назначатьсогласно главам СНиП2.03.01-84, СНиП2.06.08-87 и табл. 18.

Основныеположения расчета по несущей способности и пригодности к нормальнойэксплуатации

5.16. Железобетонная конструкция в целом и все ее элементы должныбыть рассчитаны по несущей способности на:

а) прочность железобетонных конструкций в соответствии суказаниями СНиП2.03.01-84, СНиП2.06.08-87 и настоящих норм;

б) сопротивление температурным и влажностным воздействиям всоответствии с указаниями СНиП 2.03.01-84, СНиП2.06.08-87;

в) устойчивость формы в соответствии с указаниями СНиП 2.03.01-84, СНиП2.06.08-87;

г) выносливость при многократных нагружениях в соответствии суказаниями СНиП2.03.01-84 и СНиП2.06.08-87;

д) сопротивление температурным и влажностным воздействиямсовместно с силовыми воздействиями статически неопределимых железобетонныхконструкций в соответствии с указаниями настоящих норм.

5.17. Прочность на продавливание плитных конструкций и стеноболочек (без поперечной арматуры) следует рассчитывать по формуле:

gglcP £ aPbtUmh0,                                                         (52)

где      Р - продавливающаясила (равнодействующая давления льда);

            a - коэффициент, принимаемый равным 1 для конструкции из тяжелогобетона и 0,8 для конструкций из легкого бетона;

            Um - средний периметр пирамиды продавливания;

            h0 - полезная высота сечения.

При наличии поперечной арматуры прочность на продавливание следует определять по формуле:

,                                             (53)

гдесопротивление поперечной арматуры FS,wопределяется по формуле:

.

5.18. Расчет прочности стены железобетонной оболочки на местноедействие ледовой нагрузки следует производить:

а) при действии на оболочку сосредоточенной силы Р:

,                                    (54)

        ZS - плечо внутренней пары сил в сечении;

        АSme; ASmi ASml - площадь продольной арматуры, расположенной соответственно унаружной и внутренней поверхности стенки;

        АSre ASmi - то же кольцевой арматуры;

б) при действии нагрузки q,расположенной на части периметра оболочки длиной l:

,                        (55)

где   q -расчетное давление льда на 1 м периметра на уровне контакта со льдом.

Рекомендуется назначать отношение площадей арматуры в пределах:

AS,m,l/AS,m,i= 0,2 ¸ 1;

AS,r,l/AS,r,i = 0,2 ¸ 1.

Полученная из расчета по формулам (54) и (55)арматура должна устанавливаться по всему периметру сооружения и на расстояниене меньшее, чем 6 толщин стены вверх и вниз от уровня моря.

5.19. По пригодности к нормальной эксплуатации рассчитывают:

а) прогибы, углы поворота, амплитуды и частоты колебаний поформулам строительной механики с учетом требований СНиП 2.03.01-84 и СНиП2.06.08-87;

б) трещиностойкость предварительно напряженных железобетонныхконструкций в соответствии с СНиП 2.03.01-84, СНиП2.06.08-87;

г) трещиностойкость, ширину раскрытия трещин и прогибы отсовместного действия нагрузок, температуры, влажности и усадки в соответствии суказаниями настоящих норм.

5.20. Моменты вдоль образующей Мх и направляющей Mj при расчете трещиностойкости оболочки следует определять поасимптотическим формулам.

При действии ледовой нагрузки, равномерно распределенной вдольнаправляющей (по дуге кольца с углом a = 135° ÷+180°), моменты Мх и Mj, отнесенные к 1 м, равны:

,                                                       (56)

где   q - погоннаянагрузка, равномерно распределенная по дуге и по вертикали;

        R - радиускольца оболочки в месте приложения ледовой нагрузки;

        J n - коэффициент Пуассона.

Для ледовой нагрузки, приложенной по произвольному закону вдольобразующей, и заменяемой системой сосредоточенных сил, соответствующие моментыравны:

,                                              (57)

где   Pi - сосредоточенная нагрузка,приложенная по нормали к поверхности оболочки в точке с координатой Ri относительно точки приложения равнодействующей.

Расчетна температурно-влажностные воздействия

5.21. При расчете температурных напряжений в качестве расчетнойтемпературы при первом замораживании следует использовать абсолютнуюминимальную температуру, при циклическом замораживании и оттаивании температурунаиболее холодной пятидневки обеспеченностью 0,92. Методика определениярасчетных температур приведена в рекомендуемом приложении 7.

5.22. Одновременное действие расчетного нагружения и температурноговоздействия с учетом изменений жесткости сечений из-за пластических деформацийв бетоне, образования и развития трещин учитывается по формуле:

Р = Pq + jfor×Pt,                                                          (58)

где   Pq - действие внешней нагрузки;

        Pt - действие температуры, вычисленное для упругой стадии работыконструкции;

        jfor - коэффициент, учитывающий изменение жесткости сечения вследствиепластических деформаций, в частности, образования и развития трещин.

Для растянутых элементов график, отражающий коэффициент jfor = jNимеет две ветви:

- до образования трещин:

jN = 1;                                                            (59)

- после образования трещин:

.                                    (60)

Для изгибаемых элементов коэффициент jfor = jMтакже имеет две ветви:

- до образования трещин:

jM =0,8

- после образования трещин:

.                                (61)

Осевая жесткость Bax внецентренно сжатыхэлементов и внецентренно растянутых элементов с большими эксцентриситетами (полинии интерполяции):

,                                          (62)

где x - относительная высота сжатой зоныбетона.

Изгибная жесткость этих элементов при 0 £ x £ xr

;                                    (63)

при 1 ³ x ³ xr

.                                        (64)

Здесь xr -граничная высота сжатой зоны бетона, определяемая по СНиП 2.03.01-84 и СНиП2.06.08-87.

При необходимости учесть усилия, возникающие при одновременномдействии нагрузок и влажностном воздействии в формулу (58) вместо Pt следуетподставить Pw - действие влажностных деформаций, вычисленное на упругой стадииработы конструкции.

5.23. Совместное действие нагрузок и температурно-влажностныхдеформаций при расчетах прочности следует учитывать по формулам табл. 15.

Таблица15

№№ п/п

Вид напряженного состояния

Расчетные формулы

1

Центральное растяжение от силового и температурного воздействия

2

Центральное сжатие от силового и центральное растяжение от температурного воздействия

1)

3

Изгиб одного знака от действия силовой и температурной нагрузок

4

Изгиб противоположных знаков от действия силовой и температурной нагрузок

2)

5

Внецентренное сжатие и растяжение3) от силы при изгибе, внецентренном сжатии и растяжении от температуры

4)

6

Внецентренное растяжение с малыми эксцентриситетами от силы и температуры

Примечания:

1)при |Nlon + Ng|> jNNtрасчет не производится;

2)при |Mlon + Mg| ³ jMMt расчетне производится;

3)кроме внецентренного растяжения с малыми эксцентриситетами;

4) при внецентренном сжатии с большими эксцентриситетами sS = RS.

При расчетах по стадии работы в условиях циклическогозамораживания и оттаивания в расчетные формулы вместо gbt следует вводить gbc.

5.24. Совместное действие нагрузок и температурно-влажностныхдеформаций при расчетах трещиностойкости можно учитывать по формулам табл. 16.

Таблица16

№№ п/п

Вид напряженного состояния

Расчетная формула

1.

Центральное сжатие от силового и центральное растяжение от температурного воздействия

2.

Изгиб одного знака от действия силовой и температурной нагрузок

3.

Изгиб противоположных знаков от действия силовой и температурных нагрузок

4.

Внецентренное сжатие от силы при изгибе, внецентренном сжатии и растяжении от температуры

5.

Внецентренное сжатие от силы при центральном растяжении от температуры

6.

Внецентренное растяжение от силы и центральное растяжение от температуры

Примечание:При расчетах по стадии работы в условиях циклического замораживания иоттаивания в расчетные формулы вместо gbt,t следует вводить gbt,c.

В таблицах 15 и 16 Nlon и Mlon - сила и момент от длительной временной нагрузки, Ng и Mg - сила и момент от постоянной нагрузки, e, e¢ - эксцентриситеты приложения внешней нагрузки соответственноотносительно центров тяжести растянутой и сжатой арматур;

et, e¢t -то же равнодействующей температурного воздействия.

Расчетные температуры и температурные поля можно определять поприложению 7.

Конструктивныетребования мероприятия по защите от коррозии

5.25. Железобетонные конструкции ЛСП должны удовлетворятьконструктивным требованиям, содержащимся в СНиП 2.03.01-84 и СНиП 2.06.08-87и требованиям настоящих норм.

5.26. Толщина железобетонных конструкций в зоне переменного уровняводы, непосредственного воздействия льда и в подводной зоне должна быть неменее величин, указанных в табл. 17.

Таблица17

Элементы

Минимальная толщина, м

Стена цилиндрической, конической оболочки сборно-монолитной, монолитной

0,8

Стена сборной конструкции ячеистого типа

0,5

Примечание:Значения толщины стен даны для бетона классов В30 ¸В40. При внедрении в практику бетонов более высоких марок и в ходе дальнейшегосовершенствования практики проектирования необходимо уточнение указанныхзначений.

5.27. Сжатая зона бетона в элементах, подвергаемых гидростатическомудавлению, при действии любой комбинации нагрузок должна составлять не менее 1/4высоты сечения и не менее 0,10 м при разнице давлений, не превышающей 0,15 КПа,и не менее 0,20 м при большей разнице давлений.

5.28. Защитный слой при обычном армировании следует назначать потаблице 18 настоящих норм. Крометого, защитный слой не должен быть меньше 1,5 максимального размера крупногозаполнителя.

5.29. Минимальная площадь арматуры у растянутой поверхностисечения для обеспечения благоприятного распределения трещин не должна бытьменьше определяемой по формуле:

,

где   sbt - растягивающее напряжение вбетоне;

        Ras - расчетное сопротивление арматуры;

        W -давление воды в трещине;

        he - эффективная зона растяжения,

he = 1,5a + 10ds,

принимаемая не менее 0,2h и неболее 0,5 (h - x).

Здесь a - защитный слой бетона;

               ds - диаметр арматуры.

5.30. Поперечное армирование в местах сопряжений конструктивных элементовпри значительной концентрации напряжений и там, где поперечные силыспособствуют обеспечению целостности конструкции, должно быть не менеевычисляемого по формуле:

,

где b и h - размерысечения элемента.


Таблица 18

Месторасположения элементов

Зоны

Температурно-влажностные воздействия

Степени агрессивного воздействия

Марка бетона не ниже

Арматура классов

Конструктивные требования

Минимальная толщина защитного слоя бетона, мм

 

по морозостойкости

по водопроницаемости

категория требований к трещиностойкости

предельно допускаемая ширина непродолжительного и продолжительного (скобках) раскрытия трещин в мм

 

Наружные конструкции надводной части

 

Переменное замораживание и оттаивание в условиях

средняя

F 400

W6

А-I, А-II, А-IIIв, А-IV

3

0,2 (0,15)

30

3

0,15 (0,10)

I

а) эпизодического водонасыщения в результате воздействия брызг

 

II

б) постоянного водонасыщения в результате воздействия волн и капиллярного насоса

средняя

F 500

W8

А-I, А-II, А-IIIв, А-IV

3

0,61 (0,5)

50

2

0,05

Наружные конструкции подводной части

III

Эпизодическое замораживание в условиях полного водонасыщения (верхней части подводной зоны)

средняя

F 300

W6

А-I, А-II, А-III

3

0,10 (0,05)

50

 

IV

Полное водонасыщение при положительной температуре

средняя

-

W8 в зависимости от давления жидкости

то же

3

0,2 (0,15)

50

 

Внутренние конструкции

V

Эпизодическое замораживание в воздушно-влажном состоянии

слабоагрессивная

F 100

4

то же

3

0,25 (0,2)

30

 

Нормальный температурно-влажностный режим

не агрессивная

-

2

то же

 

по СНиП 2.03.01-84

 

 

Помещение хранения сырой нефти

VI

 

средне агрессивная

-

8

то же

3

0,15 (0,1)

30

 

* При возведении и монтаже элементов ЛСП в зимний период временимарку бетона по морозостойкости следует принимать по таблице, но не ниже F 75.

**Для конструкций, подвергающихся воздействию давления жидкости, предельно допустимуюширину раскрытия трещин следует принимать с учетом фильтрации, но не болеевеличин, указанных в таблице.

***В помещениях для хранения сырой нефти защиту поверхностей, контактирующих снефтью, следует принимать по СНиП 2.03.11-85.

***Конструкции отсеков, заполняемых балластом, следует рассматривать как наружныеконструкции подводной части.

Примечания:

Таблица 18 составлена для расчетных зимних температур наружноговоздуха минус 40 °С и ниже. При расчетных зимних температурах наружного воздуханиже минус 20 °С до минус 40 °С, ниже минус 5°С до минус 20 °С и минус 5°С ивыше марку бетона по морозостойкости следует снижать против требований таблицысоответственно на одну, две и три марки.


5.31. Каналы с расположенной в них преднапряженной арматуройдолжны быть заполнены цементным раствором, обеспечивающим сцепление арматуры сбетоном и защиту от коррозии.

5.32. В железобетонных конструкциях ЛСП рекомендуетсяпредусматривать температурные швы. При отсутствии возможности устройствасквозных температурных швов, например, в наружной стене, для снижениятемпературных напряжений следует предусматривать штрабы, шарнирные соединенияэлементов, подбирать оптимальную температуру замыкания конструкции в статическинеопределимую.

5.33. В зоне возможного льдообразования не должно быть замкнутыхполостей или должны быть предусмотрены компенсаторные устройства и меры,предотвращающие замерзание воды в полости.

5.34. Для предотвращения разрушения бетона от непосредственноговоздействия ледяных полей следует рассматривать целесообразность использованияв соответствующей зоне полимербетона, пластбетона и фибробетона, а такжеспециальных сменных защитных поясов из различных материалов, покрытийэпоксидной смолой и т.п.

5.35. Для предотвращения биологической коррозии бетона необходимопредусматривать возможность применения как химических средств, так имеханических приспособлений для очистки поверхности бетона.

5.36. Для предотвращения возможности коррозии арматуры подводнойзоны и зоны переменного уровня воды в проектах ЛСП следует предусматриватьсистему электрохимической защиты арматуры, включая ее в единую систему защиты откоррозии всех металлических элементов.

ПРИЛОЖЕНИЕ 1

Обязательное

МЕТОДИКА ИСПЫТАНИЙ ОБРАЗЦОВ ЛЬДА

1. Испытания образцов льда при определении опытных значений Rс по результатам одноосного сжатия образцов льда следует, проводитьс соблюдением следующих основных положений:

а) форма образцов принимается в виде куба или цилиндра с высотойравной диаметру;

б) линейный размер образца должен не менее чем в 10 раз превышатьсредний поперечный размер кристалла; в случае отсутствия данных о размерахкристаллов образец брать с размерами 15´15 см;

в) образцы для испытаний отбираются из трех слоев всей толщиныледяного поля (верхнего, среднего, нижнего); при этом толщина испытываемоголедяного поля должна быть не менее 0,6hd (hd - расчетная толщина ледяного поля, м, принимаемая равноймаксимальной толщине льда за зимний период 1 % обеспеченности по даннымГоскомгидромета или на основе натурных наблюдений, а число образцов составляетне менее 6 из каждого слоя);

г) температура испытываемых образцов льда верхнего слоя должнасоответствовать ta, а среднего - 0,5ta, нижнего слоя - (- 3 °С);

д) испытания проводятся при обеспечении постоянной скоростидеформации  1/сек, как постояннойскорости загружения  МПа/с с допускаемыми отклонениямидо 50 % от указанных величин;

е) направление действия нагрузки, приложенной к образцу, должнобыть параллельным поверхности замерзания ледяного поля;

ж) нормативное значение Rс принимается как среднее из результатов испытаний по слоямледяного поля;

2. Испытание образцов льда для определения значений Rf по результатам испытаний на изгиб плавающих ледяных консольныхбалок следует проводить с соблюдением следующих основных положений:

а) количество испытаний балок не менее 6;

б) консольные балки выпиливаются на всю толщу испытываемоголедяного поля hb, которая должна быть также не менее 0,6hd, размеры балок при этом следующие:

длина lb = 5 ¸ 6 hb;

ширина bb = 1 ¸ 2 hb;

в) продолжительность времени до разрушения балок в процессеиспытаний не должна превышать 10 с;

г) характеристика прочности Rf по результатам испытаний консольных балок вычисляется по формуле:

,                                                                (1)

где Fb - вертикальное усилие при разрушении балки за счет изгиба.

ПРИЛОЖЕНИЕ 2

Рекомендуемое

РАСЧЕТ ОДИНОЧНЫХ СВАЙ ПО НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ НА ОСЕВЫЕ ИЦИКЛИЧЕСКИЕ ГОРИЗОНТАЛЬНЫЕ НАГРУЗКИ

1. Несущая способность одиночных забивных свай F на осевые нагрузки может бытьопределена одним из методов, перечисленных в табл. 1. Возможность использования любого из этих методовустанавливается авторами проекта в зависимости от степени наличия и надежностиисходных данных по физико-механическим свойствам грунтов основания и наличияопыта применения каждого из методов.

2. При наличии установок статического зондирования следуетотдавать предпочтение методу по п. 5 табл. 1 по сравнению с расчетно-теоретическими методами п.п. 1- 4 табл. 1.

3. Методы, указанные в п. 7, 6 табл. 1 служат для уточнения длины сваи, определенной по п.п. 1- 4 данной табл., для начального периода погружения сваи. Проведение испытанийэталонных или натурных свай осуществляется по разработанному специальномупроекту испытаний.

4. Определение несущей способности одиночных забивных трубчатыхсвай с глубиной погружения до 35 м на осевые вдавливающие нагрузки (п. 1, табл.1) выполняется в соответствии с СНиП 2.02.03-85.

5. Несущая способность одиночных забивных стальных трубчатых свай,погружаемых на глубину более 35 м, определяется методами, указанными в п.п. 2 -4 табл. 1.

6. При определении несущейспособности свай методом эффективных напряжений (п. 2, табл. 1) величина расчетного сопротивления грунта R под нижним концом сваи, погруженной в связные грунты, принимаетсяравной 9Сu, где Сu - сопротивление грунта при недренированном сдвиге, а погруженнойв несвязные грунты - по формуле (1).

Таблица1

№№

Наименование метода расчета

Область применения

1.

Расчет по СНиП 2.02.03-85

Сваи с глубиной забивки до 35 м

2.

Метод эффективных напряжений

Сваи с глубиной забивки более 35 м

3.

Полуэмпирический метод с использованием СНиП 2.02.03-85 (ГПИ «Фундаментпроект», НИИОСП)

Сваи с глубиной забивки более 35 м

4.

Полуэмпирический метод с использованием СНиП 2.02.03-85 (НИПИ «Гипроморнефтегаз», НИИОСП)

Сваи с глубиной забивки более 35 м

5.

Метод расчета по результатам статического зондирования

Сваи любой длины

6.

Метод расчета по результатам испытаний эталонных свай статическими нагрузками

Сваи с глубиной забивки более 35 м, уточнение необходимой длины сваи

7.

Метод расчета по результатам испытаний натурных свай статическими нагрузками

Сваи с глубиной забивки более 35 м, уточнение необходимой длины более 35 м

8.

Динамический метод, основанный на волновой теории

Забивные сваи длиной более 35 м

,                                                                (1)

 -эффективное бытовое (боковое) давление в уровне нижнего конца сваи,определяемое с учетом объемной массы грунта во взвешенном состоянии;

Nq - фактор несущей способности, принимаемый по табл. 2 в зависимости от угла внутреннеготрения грунта j.

Таблица2

Угол внутреннего трения j град

Nq

35

40

30

20

25

12

20

8

7. Величина удельного сопротивления грунта на боковой поверхности сваипри использовании метода эффективных напряжений определяется по формуле

,                                                           (2)

где     k - средний коэффициент бокового давления грунта на ствол сваи,принимаемый равным (1 ¸ 0,7);

          tgd -средний коэффициент трения грунта о сваю, где dпринимается равным (d = j -5°);

           - см. п. 6.

8. При использовании полуэмпирического метода (п. 3, табл. 1) несущая способность сваи определяетсяпо формуле

,                                               (3)

где      m -коэффициент условий работы свай в грунте, принимаемый равным 1;

            R - расчетное сопротивление грунтапод нижним концом сваи, кПа, (тс/м2), принимаемое при глубинепогружения сваи до 35 м по СНиП2.02.03-85. При глубине погружения сваи более 35 м величина определяется поформуле:

R = ki, · R35,                                                         (4)

где      ki - коэффициент, принимаемый равным 1;

            R35 - расчетное сопротивление грунта на глубине 35 м, КПа, (тс/м2):той же характеристики, что и характеристика грунта на рассматриваемой глубине;

            F - площадь поперечного сечения сваи,м2, определяемая по указаниям п. 11;

            mR - коэффициент условий работыгрунта под нижним концом сваи, принимаемый по СНиП 2.02.03-85;

            fср - среднее расчетное сопротивление на боковой поверхности сваи,кПа (тс/м2), определяемое по указаниям п. 9;

            U - наружный периметр сваи, м;

            Lз - глубина погружения сваи в грунт, м.

9. Величина среднего расчетногосопротивления по боковой поверхности сваи fср определяется по формуле

fср = mn×fинт.,                                                           (5)

где             mn - переходный коэффициент, определенный по результатамсистематизации испытаний производственных свай, принимаемый равным 1,5;

            fинт. - интегральное значение расчетного сопротивления на боковойповерхности сваи, КПа (тс/м2), определяемое по формуле

;                                                         (6)

            U, Lз - те же обозначения, что ж и в формуле (3);

            mf - коэффициент условий работыгрунта на боковой поверхности сваи, принимаемый по СНиП 2.02.03-85;

            Фs - значение несущей способности сваи по боковой поверхности, КН(тс), определяемой по формуле

,                                                       (7)

где      Кпр - коэффициент перераспределения, определяемый почерт. 1 в зависимости от отношения Lз/d (d - диаметр сваи);

             - значение несущейспособности сваи с заданной глубиной погружения Lз, определенной согласно СНиП 2.02.03-85. При этом Lз £ 35 м величина расчетныхсопротивлений грунта под нижним концом сваи R и набоковой поверхности сваи fi принимаются по табл. 1.2, адля Lз > 35 м - по тем жетаблицам как для Lз = 35 м для соответствующиххарактеристик грунтов.

10. При определении среднего расчетного сопротивления на боковойповерхности сваи fср должно соблюдаться условие

fср £ 100 кПа (10 тс/м2).

11. Расчет несущей способности сваипо полуэмпирическому методу, указанному в п. 4 табл. 1 приведен в ВСН 51.3-85 г.

12. При определении несущей способности сваи методами, указаннымив п.п. 2 - 4 табл. 1, площадь ее поперечногосечения принимается равной:

а) при учете только наружного трения сваи площади брутто;

б) при учете наружного и внутреннего трения по боковымповерхностям сваи - площади нетто; при этом высоту внутренней грунтовой пробкипринимают равной половине глубины погружения сваи.

13. Метод, указанный в п. 9 табл. 1,позволяет осуществлять текущий контроль за процессом погружения сваи повеличинам отказов и количеству ударов на 25 или 100 см погружения сваи.

Черт. 1. График зависимости отношения  от приведенной длины сваи

ПРИЛОЖЕНИЕ 3

Рекомендуемое

РАСЧЕТ СВАЙНЫХ ФУНДАМЕНТОВ НА СОВМЕСТНОЕ ДЕЙСТВИЕ НАГРУЗОК

1. Расчет свайных фундаментов на совместное действие вертикальных,горизонтальных нагрузок и момента следует вести по методике нелинейногорасчета. Расчету подлежат одиночные сваи вертикальные или крутонаклонные исвайные группы с произвольным числом и расположением свай в плане.

2. Расчет дает возможность получить все необходимые для проектированияпараметры напряженно-деформированного состояния свайного фундамента,включающие: вертикальные осадки и горизонтальные перемещения, углы поворота,изгибающие моменты, продольные и поперечные силы в различных сечениях свай.Расчет позволяет определить также несущую способность сваи по грунту в осевомнаправлении (на вдавливание и на выдергивание). При этом за несущую способностьсваи принимается такая осевая сила, при которойвертикальные смещения головы сваи или ростверка в целом на единицу приращениянагрузки становятся на порядок больше первоначальных.

3. При расчете свай грунтовое основание (в общем случаенеоднородное по глубине) рассматривается как нелинейно-деформируемая среда,характеризуемая коэффициентами горизонтального и вертикального отпора, которыекроме свойств грунта зависят от глубины расположения рассматриваемого сечения ивеличины его горизонтальных и вертикальных перемещений, то есть:

Kr = f1(U, Z),

,                                                        (1)

.

4. Расчетная схема сваи принята ввиде сжато-изогнутого стержня, на который действуют нагрузки, горизонтальный Ри вертикальный q отпор (МПа´м) определяемые соотношениями:

,

,                                                   (2)

,

где      Kr - коэффициент горизонтального отпора грунта (МПа);

             - коэффициентвертикального отпора грунта по боковой поверхности сваи (МПа);

             - коэффициентвертикального отпора грунта под нижним концом сваи (МПа);

            Z - координата глубины (м);

            U, W -соответственно, горизонтальное и вертикальное перемещения сечения сваи наглубине Z (м);

            P(Z) -горизонтальный отпор грунта на глубине Z на сваюдиаметром (поперечным размером) dср (МПа×м);

             - вертикальный отпоргрунта по боковой поверхности сваи диаметром dср (МПа×м);

            qнк(Z = l) -вертикальный отпор грунта под острием сваи (МПа).

5. Количественное описаниегоризонтальной и вертикальной сопротивляемости грунта реализуется зависимостяминелинейного деформирования грунта P - U (в горизонтальном направлении) и q - W (в вертикальном) для каждого расчетного сечениясваи в виде:

,                                                       (3)

гдеиндексами А, В, С, D обозначим следующие параметры:

а) при расчете горизонтального отпора грунта

A = P(Z), B = K0(Z),C = U(Z), ,

здесь K0(Z) - начальный коэффициентгоризонтальной сопротивляемости K0(Z) = Kr(U,Z) приU ® 0определяется по рекомендациям п. 7;

- предельная величинагоризонтального отпора грунта  при U ® ¥ определяется по рекомендациям п. 9;

б) при расчете вертикального отпора грунта по боковой поверхности

A = qбп(Z), B = KV(Z), C = W(Z),,

здесь                 при W ® 0 определяется по п. 8;

                  при W ® ¥ определяется по п. 9;

в) при расчете вертикального отпора грунта под острием сваи

A = qнк(Z = l), B = Kl(Z), C = W(Z= l), ,

здесь             при W ® 0 определяется по п. 8;

        при W ® ¥ определяется по п. 9;

m - показатель степени, принимающий значение: в случае несвязныхгрунтов m = 1; в случае связных грунтов m = 2,5.

6. При расчете свайных фундаментов, состоящих из близко расположенныхсвай, необходимо учитывать их взаимовлияние через грунтовую среду прирасстояниях между опорами в свету £ 7dср в соответствии со следующимиуказаниями:

а) Взаимодействие горизонтально нагруженных свай учитываетсяизменением расчетных параметров нелинейной контактной модели грунта для каждойсваи группы. При этом значения начальных коэффициентов горизонтального отпора К0и предельных величин отпора грунта Рпред, полученных для одиночнойизолированной сваи согласно п. 5,умножают на коэффициент горизонтального взаимовлияния aг, величина которого вычисляется по формуле:

,                        (4)

где     (aг)i - коэффициент горизонтального взаимовлияния для каждой i-й сваигруппы;

          rij - расстояние междувзаимодействующими сваями, ;

          xi, yi, xj, yj - координаты расположения центров свай соответственно по оси x и оси y. Причем,ось x совпадает с направлением действия горизонтальной силы;

          Õ - обозначение перемножения«элементарных» коэффициентов взаимовлияния, определенных для каждой возможнойкомбинации пар свай. Причем произведение Õ берется только по тем сваям j длякоторых rij £ 1,6(rij)min,

где     (rij)min - минимальное расстояние от оси i-ой сваидо ближайшей j-й сваи в группе;.

б) Взаимодействие вертикально нагруженных свай учитывается за счетопределения дополнительной осадки рассматриваемой i-ой сваи от действия на соседнюю j-ю силы Nj, которая вычисляется по формуле:

,                                                               (5)

где     ;

          Km = 2,82 - 3,78m +2,18m2, здесь m =(m1 + m2)/2, m = n;

          G1, m1 - доформативные характеристики грунта, осредненные по слоям доглубины Z1 = l, равнойдлине погруженной части сваи;

          G2, m2 - деформативные характеристики грунта, осредненные на глубину Z2 ниже острия сваи;

          Z = max(0,5l - 1,5A), где А -поперечный размер группы.

Осреднение проводится по формуле:

,                                                 (6)

где     X -рассматриваемая характеристика;

          hi - толщина i-ого слоя грунта, в пределахкоторого изменением характеристики X можно пренебречь.

7. Расчетные величины начальногокоэффициента горизонтального отпора грунта - К0 следует определятьпо формуле:

K0(Z)= K0 (Z = 0) + K0i×Z,                                                      (7)

где     K0 (Z = 0) - значение коэффициента K0 на поверхности грунта;

          K0i -градиент нарастания начального коэффициента К0 с глубиной.

В зависимости от вида грунта и его свойств рекомендуется следующаяметодика назначения коэффициентов K0.

а) Для несвязных грунтов

При отсутствии каких-либо дополнительных данных величина K0 (Z = 0) в выражении (7) для песков и супесей принимается равная нулю.Градиент нарастания коэффициента K0i сглубиной следует назначать в зависимости от вида грунта и способа погружениясвай в соответствии с табл. 3.

Таблица83

Вид грунта, окружающего сваю

Градиент нарастания начального коэффициента горизонтального отпора МПа/м для свай

забивных

бурозаливные

Пылеватые пески (0,6 £ l £ 0,8)

83,5 - 7,0

2,8 - 5,6

Пески мелкие (0,6 £ l £ 0,75) и средней крупности (0,55 £ l £ 0,7)

7,0 - 11,0

5,6 - 8,3

Крупные пески (0,55 £ l £ 0,7)

11,0 - 20,0

8,3 - 15,0

Гравелистые пески (0,56 £ l £ 0,7)

-

15,0 - 30,0

Примечания.

1.Значения коэффициента K0i в таблице охватываютдиапазон грунтов средней плотности (Ia - 1/3 - 2/3), находящихся под водой;.

2.Меньшие значения коэффициента K0i соответствуют более высоким значениямкоэффициента пористости lпесчаных грунтов.

3.Коэффициент K0i для плотных песков долженприниматься на 30 % выше, чем наибольшие значения указанных в таблицекоэффициентов K0i для данного грунта.

4. Для получения коэффициента K0i песчаныхгрунтов естественной влажности необходимо табличные значения умножить накоэффициент 2,0.

б) Для связных грунтов

Расчетная величина коэффициента K0 (Z = 0) в формуле (7) рассчитывается по выражению:

,                                                          (8)

где     Сн - сопротивление связного грунта сдвигу порезультатам лабораторных испытаний образцов ненарушенной структуры на трехосноесжатие консолидированно-недренированным методом или с помощью методавращательного среза в полевых условиях;

          e50 - относительная деформацияобразцов грунта, получаемая из опытов на трехосное сжатие, соответствующаяполовине разрубающего напряжения. При отсутствии лабораторных данных параметр e50 можно принимать в зависимости от сопротивления связного грунтасдвигу Сн по табл. 4.

Таблица4

 

Среднее сопротивление сдвигу верхнего слоя грунта Сн (МПа)

0 - 0,05

0,05 - 0,1

0,1 - 0,2

0,1 - 0,4

e50

2 - 1

0,7

0,5

0,4

Значения коэффициента K0iпринимается в зависимости от вида связного грунта и способа погружения сваи потаблице 5.

Таблица5

Вид грунта, окружающего сваю

Градиент нарастания начального коэффициента горизонтального отпора K0i, МПа/м для свай

забивных

буровых

Глины и суглинки текучепластичные (0,75 £ IL £ I1)

1,6 - 6,3

1,25 - 5,0

Глины и суглинки мягкопластичные - (0,5 £ IL £ 0,75)

6,3 - 13,0

5,0 - 10,0

Глины и суглинки тугопластичные и полутвердые (0 £ IL £ 0,5)

13,0 - 20,0

10,0 - 15,0

Глины и суглинки твердые (IL < 0)

20,0 - 36,0

15,0 - 27,0

Примечание: Меньшие значениякоэффициента К0i соответствуют более высоким значениям консистенции ILглинистых грунтов, указанных в скобках, а большие значения К0i - соответственно болеенизким значениям IL.

8. Расчетные величины начальногокоэффициента вертикального отпора грунта для несвязных и связных грунтовследует определять по следующим зависимостям:

Начальный коэффициент вертикального отпора грунта по боковойповерхности сваи Kv(Z):

, m1 = n1;                                           (9)

где G(Z) - текущее значение модуля сдвига на данной глубине Z.

Начальный коэффициент вертикального отпора грунта по нижнему концусваи (коэффициент лобового отпора грунта) Kl:

.                                                              (10)

Следует учесть, что формула (10) дает значения начального лобового отпора Kl при положительных значениях вертикальной силы (вдавливающаянагрузка) при действии растягивающей (выдергивающей) силы коэффициент Kl принимается равным 0.

Примечание. Принятые вформулах (7) - (10) обозначения аналогичны использованным в п. 4.

9. Расчетные величины предельногогоризонтального отпора Pпред(Z) на глубине Z в зависимости от вида грунта и его свойствследует назначать в соответствии со следующими рекомендациями:

а)Для несвязных грунтов

Ординаты предельного горизонтального давления на грунт вповерхностной зоне (область поверхностно-пространственного выпора) необходимовычислять по формуле:

,            (11)

где   j - угол внутреннего трения грунта;

        C -сцепление;

        h1, h2 - безразмерные коэффициенты, зависящие от j и q, которые принимаются по графикам черт. 1;

        q - угол выпирания, определяемый пографику черт. 1;

        g - удельный вес грунта с учетомвзвешивания.

Ординаты предельного горизонтального давления на грунт в глубиннойзоне (область прорезания грунта сваей) вычисляются по формуле:

,                                  (12)

где   А0, В0, С0 - коэффициенты несущейспособности, являющиеся функциями угла внутреннего трения j, которые принимаются по графикамчерт. 2.

Из условия  находится критическаяглубина Zкрит.. При Z < Zкрит. предельное горизонтальное давление на грунт рассчитывается повыражению (11), a при Z > Zкрит. - по (12).

б)Для связных грунтов

Ординаты предельного горизонтального давления определяютсяследующим образом:

если Z £ Zкрит.

,                                     (13)

если Z ³ Zкрит.

,                                                         (14)

где Сн- сопротивление сдвигу.

Черт. 1. Графики для определения коэффициентов h1 и h2 и угла выпирания q в зависимости от угла внутреннеготрения j

Черт. 2. Графики для определения коэффициентов несущей способностиA0, B0, С0, в зависимости от угла внутреннего трения j

Критическаяглубина Zкрит. находитсяследующим образом: если можно условно считать, что грунты обладают постоянным сопротивлениемсдвигу Сн, т.е. наблюдается незначительное изменение его значений впределах глубины порядка (6 - 8)dC, то в этомслучае Zкрит. находитсяиз выражения:

,                                                     (15)

если изменение Сн сглубиной описывается зависимостью Сн(Z) = Cн(Z = 0) + dCgZ, то в этомслучае критическая глубина Zкрит.определяется решением уравнения

.                 (16)

10.Расчетные величины предельного вертикального отпора грунта по боковойповерхности  и под острием сваи  следует определять поформулам ; , где f и R принимаются по СНиП 2.02.03-85.

11. Учетвлияния многократно-повторных горизонтальных нагрузок при расчете допускаетсяосуществлять приближенно путем умножения значений коэффициента начальногоотпора К0i (табл. 3 ¸ 5) ипредельного горизонтального давления Рпред.(Z) (11), (12) накоэффициент условия работы 0,5.

Примечание.Влияние многократности действия вертикальных нагрузок в расчете не учитывается.

ПРИЛОЖЕНИЕ 4

Обязательное

СТАЛЬ ДЛЯ КОНСТРУКЦИЙ ЛСП И ИХ СОЕДИНЕНИЙ

1. Применение марок стали согласно таблице 1 требует согласования с ЦНИИпроектстальконструкция им.Мельникова.

2. Сплошность листов для сварных пространственных узлов опорныхблоков в зоне бесфасоночных соединений должна удовлетворять следующимтребованиям:

- условная площадь минимального учитываемого нарушения сплошности S1 = 0,5 см2;

- условная площадь максимального допускаемого нарушения сплошностиS2 £ 1,0 см2;

- относительная условная площадь всех учитываемых при контроленарушений сплошности на всей площади листа S £ 0,15 %.

3. Расчетные сопротивления металла сварных швов для различныхвидов соединений и напряженных состояний следует принимать по СНиП 11II-23-81.

4. Сварные сочетания из разнородных материалов следует производитьс применением сварочных материалов, предназначенных для стали с более низкимипрочностными свойствами.

5. Из условия обеспечения повышенной коррозионной стойкостиметалла шва сварку соединений сталей 12ХГДАФ - 09Г2СД(Ш) рекомендуетсяпроизводить сварочными материалами, предназначенными для сварки стали 12ХГДАФ,сварку соединений стали 09Г2СД(Ш) с углеродистой сталью - проволокой СВ-08ХМ,СВ-08Г2С и электродами УОНИ 13-55.

Таблица1

№ пп.

Марка стали

ГОСТ и ТУ на поставку

Вид проката, толщина, мм

Механические свойства, не менее

Расчетное сопротивление, МПа (кгс/см2) по пределу текучести

Назначение стали

su, кгс/мм2

sy, кгс/ мм2

sБ, %

yz, %

KCU, кгсм/см2 (°C)

1.

14Г2АФ (Д)

ТУ 14-1-1175-74

Лист

55

40

20

-

4,0 (- 40)

354 (3610)

Несущие стойки (стволы) опорных блоков

4 - 50

С изменением № 1

Лист

52

40

20

20

3,0 (- 70)

354 (3610)

Сварные пространственные узлы опорных блоков в зоне бесфасоночных соединений

16 - 100

2.

16Г2АФ (Д)

ТУ 14-1-1175 -74

Лист

58

42

20

-

4,0 (- 40)

370 (3775)

Несущие стойки (стволы) опорных блоков

5 - 50

5,0 (- 70)

С изменением № 3

Лист

58

42

20

20

3,0 (- 70)

370 (3775)

Сварные пространственные узлы опорных блоков в зоне бесфасоночных соединений

16 - 80

3.

12ХГДАФ

ТУ 14-1-2881-80

Лист

50

35

20

-

3,0 (- 70)

330 (3365)

Несущие стойки (стволы) опорных блоков

12 - 30

48

33

20

-

3,0 (- 70)

310 (3160)

31 - 50

С изменением № 2

Лист

48

31

20

20

3,0 (- 70)

290 (2960)

Сварные пространственные узлы опорных блоков в зоне бесфасоночных соединений

16 - 100

4.

09Г2С (Д)

ГОСТ 19281-73 ГОСТ 19282-73

Листовой и фасонный прокат

 

 

 

 

 

 

Несущие стойки (стволы) опорных блоков и различные элементы опор и платформ

5 - 9

50

35

21

-

3,0 (- 40)

330 (3365)

10 - 20

48

33

21

-

3,0 (- 40)

310 (3160)

21 - 32

47

31

21

-

3,0 (- 40)

290 (2960)

33 - 60

46

29

21

-

3,0 (- 40)

270 (2755)

5.

08Х4Н2М

ТУ 14-1-3097-81

Лист 12 - 50 после горячей прокатки

110 - 120

100 - 110

14

-

KCV-20 ³ 4,0

850 (8670)

Несущие стойки (стволы) опорных блоков и различные элементы опор и платформ при достаточном обосновании

после высокого отпуска

80 - 100

70 - 90

16

-

KCV-20 ³ 10,0

595 (6070)

6.

12ХН2МДФ-Ш

ТУ 14-1-3116-81

Лист

58 - 72

50

21

35

KCV-50 ³ 8,0

445 (4540)

Для различных элементов опор и платформ при достаточном обосновании

30 - 70

7.

ВСт3сп5

ГОСТ 380-71*

Листовой и фасонный прокат толщиной до 20 мм

38 - 49

25

26

-

3,0 (- 20)

 

Для различных элементов опор в надводной части

лист 4 - 30

 

 

 

 

 

225 (2300)

 

фасон 4 - 20

 

 

 

 

 

235 (2400)

 

8.

09Г2С-Ш

ТУ 14-1-2072-77

Лист 10 - 80

45 - 48

28 - 33

21

-

3,5 (- 40)

 

Сварные пространственные узлы опорных блоков в зоне бесфасоночных соединений

3,0 (- 70)

Примечание.Допускается применение других марок стали, поставляемых по специальнымтехническим условиям для морских стационарных платформ (МНГС).

Таблица2

Марка стали

Материалы для сварки

покрытыми электродами

под флюсом

в углекислом газе (по ГОСТ 8050-76 х)

тип электродов (по ГОСТ 9467-75 ); марка

марки

 

флюсов

сварочной проволоки (по ГОСТ 2246-70 х)

1472АФ(Д)

350А, марки, УОНИ-13/55

АН-47

Cв-08ХМ*

Св-08Г2С

АН-17М

Св-10НМА

Св-08Г2СЦ

16Г2АФ(Д)

350А, маркиУOHИ-13/55

АН-43

Св-10НМА

Св-08Г2С

АН-47

Св-08ХМ*

Св-08Г2СЦ

АН-17М

 

 

09Г20(Д)

350А, марки УОНИ-13/55

АН-43

Св-10НМА

Св-08Г2С

АН-47

Св-08ХМ*

Св-08Г2СЦ

ВСт3сп5

Э42А, марки УОНИ-13/55

АН-348-А

Св-08А

Св-08Г2С

Св-08ГА

Св-08Г2СЦ

12ХГДАФ

350А, марки ОЗС-18

АН-348-А

Св-08Х1ДЮ по ТУ 14-1-1148-75

08ХГ2СДЮ по ТУ 14-1-3665-83

12ХГДАФ + 09Г2СД

350А, марки ОЗС-16

АН-348-А

Св-08Х1ДЮ по ТУ 14-1-1148-75

08ХГ2СДЮ по ТУ 14-1-3665-83

09Г2СД + Вст3сп5, Сталь 20

350А, марки, УОНИ-13/55

АН-47

Св-08ХМ

Св-08Г2С

14Г2АФ, 16Г2АФ, 09Г2С + ВСт3сп5, Сталь 20

Э42А, марки УОНИ 13/55

АН-348-А

Св-08А

Св-08Г2С

Св-08ГА

Св-08Г2СЦ

* Применять только всочетании с флюсом АН-47.

Примечание:

1. Флюс марки АН-47 поставляется по ТУ 14-1-1353-75, марки АН-43 -по ТУ 14-1-753-73, марки АН-348-А - по ГОСТ 9087-81, маркиАН-17М - по ЧМТУ 1-1017-70.

2. Сварочные материалы при сварке сталей 08Х4Н2М и 12ХН2МФ-Шсогласовывать с ЦНИИпроектстальконструкция (см. таблицу 1).

ПРИЛОЖЕНИЕ 5

Обязательное

МЕТОДИКА РАСЧЕТА КАРКАСИРОВАННОЙ ОБОЛОЧКИ

1. Осевая нагрузка N, передаваемая на конструкцию черезжесткий диск (черт. 1, а)распределяется между несущими оболочками 1 и 2 пропорционально площадямнагруженных сечений:

,                                                             (1)

где:  N = N1 + N2;

        A01, A02 - площадь несущих элементовоболочек 1 и 2, состоящих из продольных ребер и обшивка или части ее.

В конструкции, состоящей из стержневого каркаса и обшивки (черт. 1, б), обшивка считается несущей,если выполняются условия СНиП III-23-81 п. 8.7, в частности

,                                                  (2)

где:  b - ширинапанели между несущими ребрами;

        t - толщинаобшивки.

Если условие (2) не выполняется,то в площадь опорного расчетного сечения A0i вводятсяучастки оболочки шириной  в каждую из сторон отнесущего ребра.

При наличии укрепляющих обшивку ребер величина tзаменяется на tэ = A/b, где A - площадьобшивки и укрепляющих ребер.

2. Поперечная нагрузка Q в видесосредоточенной силы, приложенной к жесткому диску, который объединяет несущиеоболочки (черт. 1, в),распределяется между ними из условия равенства перемещений

V1 = V2,

гдеиндексы 1 и 2 соответствуют внешней и внутренней оболочкам.

Учитывая составляющие перемещений от изгиба конструкции (какбалки) и сдвиговых деформаций, имеем равенство

,                               (3)

где:  l - расстояние от основания конструкции до плоскости приложениясилы Q = Q1 + Q2;

        I01, I02 - моменты инерции сеченияоболочек в целом

, где i = 1, 2, 3;                                          (4)

        t0i -толщина эквивалентной оболочки

t0i = A1/b;                                                         (5)

        A1 - площадь несущих элементовна участке панели шириной «в»;

        Ri, ti - радиусы оболочек и толщины обшивок;

в случаеконической оболочки

,                                             (6)

где:  b - угол конусности;

        Rосн - радиус нижнего основания.

3. Изгибающий момент М, приложенный к жесткому диску, объединяющемунесущие оболочки, распределяется между ними из условия равенства углов поворота

,

где М = М1+ М2.

С учетом формулы (4)расчетное соотношение имеет вид:

.

В случае конической оболочки Ri - средний радиус (точная формула для определения радиусаэквивалентной цилиндрической оболочки

,

где r1 и r2 - радиусы оснований конуса).

4. Конструкция оболочковой формы c сильными продольнымиребрами рассчитывается по стержневой схеме, если выполняются условия:

для цилиндрической оболочки

;                                                         (7)

для конической оболочки

,                                                   (8)

где:  t1 - толщина эквивалентной оболочкипо жесткости на изгиб продольного силового элемента (черт. 1, 2),

;

        l, r - длина ирадиус цилиндрической оболочки;

        S1, S2 - расстояние от вершиныконуса до верхнего и нижнего основания соответственно (черт. 2, а).

5. Нормальные напряжения от продольной и поперечной сил и изгибающегомомента, передающихся на опорный блок через жесткую плиту (черт. 2, а), следует определять поформуле:

,                                                     (9)

где   x -координата расчетного сечения;

        t = A1/b;

        A1 - площадь силовогопродольного элемента.

Коническая оболочка с углом конусности b = £ 30° приближенно заменяется цилиндрической с текущим радиусом

,                                                          (10)

где rx - радиуссечения конической оболочки на расстоянии x от верхнегооснования радиуса r1.

6. Нормальные напряжения в конструкции, нагруженнойгидростатическим давлением (черт. 2, б),определяются с учетом краевого эффекта по формулам

,                                                            (11)

М0 - изгибающиймомент в станке оболочки у днища конструкции,

,                                                        (12)

g - удельный вес морской воды,

h - перепадуровней воды,

a, b -высота и ширина ячейки ортотропной оболочки (черт. 2, в),

I1 - момент инерции продольного ребра (черт. 1, в),

Aш - площадь сечения шпангоута (черт. 2, в),

r - радиус цилиндрической оболочки или эквивалентный для конической,вычисляемый по формуле СНиПII-23-81

, .                                       (13)

Если давление постоянно по высоте оболочки, как в случае на черт. 2, б, то величина напряжений,полученная по формуле (11)увеличивается в 1,3 раза.

7. Напряжения в кольцевом направлении вычисляются по формуле

.

8. Касательные напряжения от поперечной силы определяются поформуле

,

где tобш. - толщина обшивки.

В случае конической оболочки напряжение txy вычисляется для двух сечений r = r1/cosb и r = rm.

9. Устойчивость конструкции оболочковой формы при действии осевойнагрузки и изгибающего момента обеспечивается выполнением условия

sx £ gcscr,                                                              (14)

где   sx -расчетное напряжение в оболочке от продольной силы и изгибающего момента;

        scr - критическоенапряжение, равное меньшему из полученных по двум расчетным схемам scr1 или scr2 оболочек с относительносильными продольными ребрами.

scr = min(scr1, scr2).

Схема 1 гладкой оболочки вращения, эквивалентной по жесткости заданнойкаркасной конструкции

,                                                (15)

где   r - радиус срединной поверхности оболочки, в случае коническойоболочки (черт. 3, а) с угломконусности b £ 30° радиус rзаменяется ;

        t - толщинаэквивалентной оболочки, принимаемая наименьшей из двух значений

;                                                     (16)

        a и b -расстояние между ребрами в продольном и поперечном направлениях соответственно(черт. 2, в, 3, б);

        I1 - момент инерции сечения продольного силового ребра относительноцентральной оси;

        I2 - момент инерции сечения шпангоута относительно линии контактаего с обшивкой.

Значения коэффициентов «с» приведены в таблице 1.

Таблица1

r/t

100

200

300

400

600

800

1000

1500

2500

c

0,22

0,18

0,16

0,14

0,11

0,09

0,08

0,07

0,06

Значения коэффициентов y при 0 < r/t < 300определяются по формуле:

.                                  (17)

Схема 2 - стержень, связанный с упругим основанием, образованнымпоперечными ребрами (шпангоутами).

Критическое напряжение определяется через коэффициент продольногоизгиба j

scr2 = jRy,                                                                (18)

j - определяется по СНиП II-23-81 в зависимости от расчетной гибкостистержня, для определения которой коэффициент расчетной длины вычисляется поформуле

,                                                               (19)

где   - относительная жесткость упругого основания

;                                                              (20)

        n - целоечисло, определяемое из условия

n2(n - 1)2£  £ n2(n + 1)2;                                                  (21)

        c - жесткость упругого основания

;                                                                  (22)

        Aш - площадь сечения шпангоута(без обшивки).

10. Устойчивость конструкции оболочковой формы при действии на неесосредоточенной поперечной силы, приложенной к жесткому диску на одном конце, ипри условии жестко заделанного другого края, определяется по условию:

txy £ gctcr,                                                          (23)

где   txy - расчетное касательное напряжениеот поперечной силы;

        tcr - критическоекасательное напряжение, равное меньшему из полученных по двум расчетным схемам tcr1 или tcr2 для оболочек спродольно-поперечным силовым набором, tcr = min(tcr1, tcr2).

По схеме 1 - при проверке местной устойчивости панели сдвиговая нагрузкана обшивку каркаса может быть уточнена из сравнения сдвиговой жесткостиэлемента каркаса (рамы) и собственно обшивки (черт. 3, в):

,                                               (24)

где   Ic, Ip - моменты инерции сечений стойки иригеля рамы в плоскости обшивки;

        tобш - толщина обшивки.

Критическое напряжение сдвига для панели определяется по формуле

,                                                         (25)

гдезначения S* представлены в табл. 2.

Таблица2

a/b

Значения S* при b2/rtобщ

0

10

20

30

40

50

60

0,5

7,2

8,0

9,2

10,5

11,8

13,1

14,4

1,0

8,3

9,2

10,5

11,9

13,3

14,7

16,1

1,5

9,8

11,0

12,5

14,4

16,3

18,53

20,3

2

11,9

13,5

15,7

18,0

20,3

23,0

25,7

3

15,0

17,0

20,6

24,3

28,0

32,0

36,0

Формула (25)справедлива, если tcr1 £ 0,8Rs.

В случае конической оболочки критическое напряжение вычисляетсядля двух сечений с соответствующими величинами r, а,b.

Схема 2 - устойчивость оболочки на сдвиг в целом.

Критическое напряжение сдвига для гладкой оболочки со стенкойэквивалентной жесткости заданной каркасной конструкции определяется по формуле

,                                                           (26)

где   l - длинаоболочки;

        t - толщинаэквивалентной оболочки, определяемая по условию (5).

Формула (26)справедлива, если tcr2 £ 0,8Rs.

11. Устойчивость оболочки на внешнее давление обеспечивается привыполнении условия

sy £ gcscr,                                                                 (27)

        scr - критическиенапряжения в оболочке от критического равномерного внешнего давления (Pcr)

;

        t1 = A1Ar/b - эквивалентная толщина оболочки вдоль образующей (Ar Ar - площадь силового продольного ребра);

         - эквивалентнаятолщина оболочки вдоль направляющей (I2 - момент инерции шпангоута относительно линии примыкания кобшивке).

Для гладкой оболочки с учетом, что t1 = t2 = t и m = 0,3 критические напряжения равны scr = 0,55×E×r/l(t/r)3/2

,

        scr - критические напряжения в ортотропной оболочке;

         - эквивалентнаятолщина оболочки по площади шпангоута.

В случае конической оболочки радиус rзаменяется на rm.

Черт. 1

Черт. 2

Черт. 3

ПРИЛОЖЕНИЕ 6

Обязательное

РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ С УЧЕТОМ СОПРОТИВЛЕНИЯХРУПКОМУ РАЗРУШЕНИЮ

1. Расчет выполняется для конструкций,возводимых в климатических районах I1, I2, II2, II8 и II10 по классификации ГОСТ16350-80.

2. Расчет производится для наиболее нагруженныхузлов конструкций с целью обеспечения их сопротивления хрупким и квазихрупкимразрушениям. В результате расчета устанавливается соответствия между:

- принятыми конструктивными решениями,характеризуемыми коэффициентами концентрации напряжений и упругопластическихдеформаций;

- требованиями к характеристикам сопротивленияконструкционных материалов хрупкому разрушению;

- требованиями неразрушающего контроля качества,которые нормируют размеры допускаемых дефектов (несплошностей) в сварных швах иосновном металле узлов.

3. Оценка предельной деформационной способностирассчитываемых зон узлового соединения производится для наиболее опасногослучая, при котором трещиноподобный дефект сварного шва А по черт. 1 или основного металла Б, В, Г по черт.1 расположен перпендикулярноупругопластическим деформациям, развивающимся в зонах концентрации напряжений идеформаций, обусловленных конструкционными особенностями узла.

4. Сопротивление хрупкому разрушениюобеспечивается при выполнении одного из следующих условий:

tк £ tэ - 10 °C,                                                           (1)

dI £ dc,                                                                 (2)

где   dc - критическоераскрытие в вершине трещины, м;

        dI -расчетное раскрытие в вершине трещины, м;

        tк - критическая температура,определяемая по доле вязкой составляющей в изломах образцов, в °С;

        tэ - расчетная температура эксплуатацииустанавливается: минус 20 °С для климатических районов I1, I2, II2, II3, II4, II5 и 0 °С для районов II6, II8, II10 по ГОСТ16350-80.

5. Для расчетного сечения с дефектом значения dIрассчитываются по формуле:

.                           (3)

Значения  определяются:

для случаев А и Г

;                                                 (4)

для случая В

,                                              (5)

где   sP(P,M) - максимальные номинальные напряжения в раскосе, определяемые отдельноот растягивающих усилий и изгибающих моментов;

        sn -максимальные растягивающие номинальные напряжения в поясе (при sn < 0 врасчете принимается sn = 0);

        KS(P,M) - коэффициент концентрации напряжений в поясе от растягивающихусилий и изгибающих моментов;

        K¢S(P,M) - коэффициент концентрации напряжений в раскосе, вычисляемый поформуле:

K¢S(P,M) = 1 + 0,63 KS(P,M).                                                 (6)

Для ТУ и КТ - соединений величина КS(P) в случае действия осевой нагрузки вычисляется по формулам:

- для седловидной части соединения со стороны пояса:

;              (7)

- для вершинной части соединения со стороны пояса

.                           (8)

Формулы для определения KS(M) в случае изгибающих моментов:

,     (9)

         - изгибающий момент вплоскости узла,

.                    (10)

В формулах (7 - 11) приняты следующие условныеобозначения:

        g =D/2T; t = t/T; b = d/D;

        D - диаметр пояса;

        T - толщинастенки пояса;

        d - диаметрраскоса;

        t - толщинастенки раскоса;

        qA - острыйугол между поясом и раскосом А, на осевое усилие, в котором (РA) ведетсярасчет узла;

        qB - уголмежду поясом и раскосом В (смежным с раскосом А), в котором действует усилие РB;

        b -расстояние между подножьями двух смежных раскосов;

        КS Кш- катетуглового сварного шва.

Черт. 1

,

                                                                           ,

где   m - коэффициентзапаса по размеру дефекта, принимаемый равным 2;

        a - максимальная глубина дефекта,принимаемая в соответствии со СНиП III-18-75 10 % толщинысвариваемого пояса Т, но не свыше 3 мм;

         - расчетный размер дефекта, в качестве которого принимаетсяглубина поверхностной полуэллиптической трещины с соотношением полуосей, равным0,2;

        y - функция относительной глубинырасчетного дефекта;

        n - показатель степенидеформационного упрочнения при степенной аппроксимации диаграммы деформированияs = Aen. Для сталей с Ry < 400 МПа nпринимается равным 0,3.

6. Для дефектов типа расслоений (случай Б черт. 1) значения dI(z)рассчитываются по формуле

,                                                      (11)

        S - площадь несплошности листовогопроката, допускаемая техническими условиями на стали для узловых соединений;

         - напряжения,вычисляемые по (4).

7. На основании выполненного расчета устанавливаются требования ккачеству основного металла и сварных соединений.

8. Требуемые расчетные значения tк обеспечиваются величиной вязкой составляющей в изломе (Fb ³ 75 %) образцов тип 11 ГОСТ 9454-78 и тип 9 ГОСТ 6996-66 , испытываемых на ударный изгиб при температуре tэ.

9. Требуемые значения dс и dс(z) обеспечиваются гарантированными значениями ударной вязкости aн основного металла и сварных соединений, определяемойэкспериментально на образцах указанных в п. 8. При этом значения ударной вязкости

aн ³ 20dс×Ry, aн(2) ³ 20dс(z)×Ry.

10. Если по технико-экономическимпоказателям требования к качеству материала, определяемые по п. 8, 9 не могут быть приняты, следует уточнять значения tк, dс и dс(z) для реальных толщин конструктивных элементовпо результатам прямого определения данных характеристик в соответствии с ГОСТ25506-85 при температурах на 10 °С ниже tэ.

11. Если требования п.п. 8- 10 соблюдаются, сопротивлениехрупкому разрушению узлов обеспечивается. В противном случае повышение сопротивленияхрупкому разрушению достигается изменением конструктивно-технологическихрешений.

ПРИЛОЖЕНИЕ 7

Рекомендуемое

РАСЧЕТНЫЕ ТЕМПЕРАТУРЫ И ТЕМПЕРАТУРНЫЕ ПОЛЯ

1. При расчете конструкций ЛСП на действие климатических и технологическихтемператур необходим учет неблагоприятного сочетания температур наружной ивнутренней поверхности конструкций и ограждений как над водой так и нижеповерхности воды.

 Для железобетонных конструкций ЛСПнаиболее опасным является зимнее распределение температур, которое в общем видеможет быть представлено температурами наружной поверхности стен выше уровняводы  и ниже уровня воды , температурами внутренней поверхности стен выше уровня воды  и ниже уровня воды , а также амплитудой запаздывания суточного цикла в стене.

2. Для возможности устанавливать наиболее неблагоприятноесочетание температур на различных стадиях эксплуатации сооружений суммарноетемпературное поле можно расчленять на элементарные составляющие:

- температурный скачек по высоте стены (Т1, Т2);

- температурный перепад по толщине по всей высоте стены (T3);

- перепад температуры по толщине на части высоты стены (Т4);

.                                  (1)

3. Температура внутренней поверхности несущей конструкции(оболочки, складки и т.п.) определяется по формуле:

.                                                         (2)

Здесь      ti - расчетная температура воздуха или жидкости внутри сооружения в°С, которую следует принимать по ГОСТ 12.1.005-75 или по нормам проектированиязданий и сооружений;

               tе - расчетная зимняя температура наружного воздуха или воды,которую следует принимать по тем же документам и данным гидрометеослужбы дляданного района;

               ai - коэффициенттеплоотдачи внутренней поверхности для зимних условий; для стен ai = 8,7 Вт/м2×°С;

                   R0 - сопротивление теплоотдачи, м2×°С/Вт;

;

               ae -коэффициент теплоотдачи для зимних условий наружной поверхности ограждающих конструкций:ae = 23 Вт/м×°С;

               ai -коэффициент теплоотдачи бетона в жидкость для наружной поверхности бетона и вслучае заполнения внутреннего пространства сооружения водой или нефтепродуктом,ae = ai = 290Вт/м×°С;

                   Rк - термическое сопротивление:

,

где   d - толщина конструкции в м;

        l -расчетный коэффициент теплопроводности материала конструкции: железобетона: l = 1,92 Вт/м2×°С;для бетона на гравии или щебне из природного камня l = 1,74 Вт/м2×°С;

         - температуразамыкания конструкции в теплое время года.

4. Температура наружной поверхности определяется по формуле:

.

5. Расчетную температуру внутреннего воздуха и жидкости внутрисооружения следует принимать по нормам или по заданию на проектирование.

6. Расчетное значение температуры наружного воздуха в холодноевремя года следует определять по СНиП 2.01.01-82.

7. Начальную температуру, соответствующую замыканию конструкцииили ее части в законченную систему в теплое () и в холодное () время года, можно принимать согласно СНиП 2.01.01-82.

где tVUII - средняя июльская температура воздуха.

8. Амплитуду запаздывания суточного цикла изменения температуры встене, толщиной 0,5 м и более, Dt можно принимать на основании суточной амплитуды колебанийтемпературы наружного воздуха и солнечной радиации для железобетоннойконструкции, которая на территории СССР равна ~ 15 °С, т.е. Dt = 7,5 °С.

СОДЕРЖАНИЕ

1. Общие положения. 2

1.1. Основные требования к конструкции сооружения. 2

1.2. Основные расчетные положения. 4

2. Нагрузки и воздействия. 6

2.1. Нагрузки и воздействия льда. 6

2.2. Нагрузки и воздействия ветра. 8

2.3. Нагрузки и воздействия от волн. 8

2.4. Нагрузки и воздействия от судов. 17

2.5. Учет сейсмических нагрузок и воздействий. 20

3. Основания и фундаменты.. 22

3.1. Свайные фундаменты. Проектирование свайных фундаментов. 22

3.2. Основания и фундаменты платформ гравитационного типа. 24

4. Металлические конструкции. 27

5. Железобетонные конструкции. 32

Приложение 1 Методика испытаний образцов льда. 40

Приложение 2 Расчет одиночных свай по несущей способности на осевые и циклические горизонтальные нагрузки. 41

Приложение 3 Расчет свайных фундаментов на совместное действие нагрузок. 43

Приложение 4 Сталь для конструкций ЛСП и их соединений. 49

Приложение 5 Методика расчета каркасированной оболочки. 51

Приложение 6 Расчет на прочность с учетом сопротивления хрупкому разрушению.. 57

Приложение 7 Расчетные температуры и температурные поля. 60

 

Мне нравится
Комментировать Добавить в закладки

Комментарии могут оставлять только зарегистрированные пользователи.

Пожалуйста зарегистрируйтесь или авторизуйтесь на сайте.