Сейсмостойкость виброизолированных фундаментов турбоагрегатов тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 00.00.00, кандидат наук Тарасов Владимир Александрович

• Тарасов Владимир Александрович
• кандидат наук
• 2023

Оглавление диссертации кандидат наук Тарасов Владимир Александрович

Введение

Глава 1. Анализ состояния исследуемого вопроса

1.1 Общий обзор направлений и развития исследований сейсмостойкости фундаментов турбоагрегатов

1.2 Классификация фундаментов турбоагрегатов

1.3 Общие принципы моделирования и особенности расчета виброизолированных фундаментов турбоагрегатов на сейсмическое воздействие

1.4 Критические параметры сейсмостойкости фундаментов турбоагрегатов

1.5 Верификация методики проведения основных вычислительных экспериментов

1.6 Выводы по первой главе

Глава 2. Влияние жесткости основания, частотного состава сейсмического воздействия и жесткости изоляторов на сейсмостойкость виброизолированных фундаментов турбоагрегатов

2.1 Влияние жесткости основания на сейсмостойкость виброизолированных фундаментов турбоагрегатов

2.2 Влияние частотного состава сейсмического воздействия на сейсмостойкость виброизолированных фундаментов турбоагрегатов

2.3 Влияние жесткости изоляторов на сейсмостойкость виброизолированных фундаментов турбоагрегатов

2.4 Выводы по главе

Глава 3. Некоторые принципы расчетов виброизолированных фундаментов турбоагрегатов на сейсмическое воздействие

3.1 Расчет виброизолированного фундамента турбоагрегата в составе здания турбины и отдельно, по спектрам на подопорных конструкциях методом прямого интегрирования уравнений движения и по линейно-спектральной теории

3.2 Учет частотной зависимости демпферов при расчете виброизолированных фундаментов турбоагрегатов

3.3 Выводы по главе

Глава 4. Методика обеспечения сейсмостойкости виброизолированных фундаментов турбоагрегатов

4.1 Методика обеспечения сейсмостойкости виброизолированных фундаментов турбоагрегатов

4.2 Пример реализации методики по ветви 11А

4.3 Пример реализации методики по ветви 11Б

4.4 Выводы по главе

Заключение

Список сокращений и условных обозначений

Список литературы

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Сейсмостойкость виброизолированных фундаментов турбоагрегатов»

Введение

Данная диссертация посвящена проблемам обеспечения сейсмостойкости виброизолированных фундаментов турбоагрегатов. Под сейсмостойкостью понимается способность конструкции сохранять после прохождения землетрясения функции, предусмотренные проектом.

Однако, первоначально понятие сейсмостойкость ассоциировалось с конструкцией высокой прочности, которая способна выдержать землетрясение без полного разрушения и с минимальными жертвами.

Понятие сейсмостойкости фундамента турбоагрегата значительно шире понятия сейсмостойкости обычной железобетонной конструкции. Оно включает в себя, помимо сохранения прочности и устойчивости во время и после прохождения землетрясения, еще ряд дополнительных параметров.

Одним из таких параметров является значение пикового сейсмического ускорения на отметке установки турбоагрегата. Они связаны в первую очередь с прочностью и работоспособностью турбины и генератора. Данный параметр обычно представляется в виде поэтажных (поотметочных) спектров отклика сейсмических ускорений.

Вторым немаловажным параметром сейсмостойкости виброизолированных фундаментов турбоагрегатов являются значения амплитуд сейсмических перемещений. Это связано, во-первых, с технологическими требованиями, ограничивающими перемещения турбоагрегата в связи с прочностью и герметичностью подсоединяемых трубопроводов, а во-вторых, с ограничением максимального возможного взаимного смещения в виброизоляторах.

Электростанция - это объект повышенной ответственности. Во время и после прохождения землетрясения именно электростанция, сохранив свою работоспособность, должна снабжать электроэнергией пострадавшие районы, аварийно-спасательные мероприятия, больницы, предприятия с непрерывным производственным циклом и другие подобные объекты.

Актуальность темы исследования обеспечения сейсмостойкости виброизолированных фундаментов турбоагрегатов объясняется, во-первых, отсутствием в России действующих нормативных документов по проектированию и расчету как ФТА мощностью свыше 100 МВт, так и сейсмостойких зданий и сооружений с использованием сейсмоизолирующих устройств. Во-вторых, в большинстве проектов отечественных и зарубежных атомных и тепловых электростанций ФТА конструируются в виброизолированном исполнении. В-третьих, международные требования к сейсмостойкости атомных электростанций (АЭС) постоянно ужесточаются, а стоимость сейсмостойкого проектирования растет.

Список АЭС, проектируемых и возводимых государственной корпорацией по атомной энергии «Росатом» в сейсмически-активных районах:

- АЭС «ПАКШ-2» (Венгрия), 2 блока по 1200 МВт, PGA площадки 0,12g;

- АЭС «АККУЮ» (Турция), 4 блока по 1200 МВт, PGA площадки 0,19g;

- АЭС «РУППУР» (Бангладеш), 2 блока по 1200 МВт, PGA площадки 0,18g;

- АЭС «ЭЛЬ-ДАБАА» (Египет), 4 блока по 1200 МВт, PGA площадки 0,13g.

На всех указанных станциях ФТА проектируются в виброизолированном исполнении.

Ошибки при проектировании и расчете виброизолированных ФТА могут привести к утрате дорогостоящего оборудования и к масштабным катастрофам, связанным с прекращением выработки электроэнергии и обесточивании целых районов и городов.

Таким образом, вопрос обеспечения сейсмостойкости виброизолированных ФТА стоит остро, а исследования в этом направлении являются актуальными.

Степень разработанности темы исследования. Проблемы проектирования и проведения динамических расчетов ФТА исследовались в работах Абросимова Н.А., Аграновского Г.Г., Бабского Е.Г., Бабского А.Е., Виноградова О.Г., Глаговского В.Б., Жуковского А.М., Ильичева В.А., Киндера В.А., Литвина И.С., Рабкина М.А., Редина Д.Г., Рыбакова С.Н., Савинова О.А., Цейтлина Б.В., Шейнина И.С., Шульженко Н.Г. и др.

Научно-исследовательская работа, связанная с динамическими расчетами ФТА в наши дни проводится в следующих организациях:

1 АО «АТОМЭНЕРГОПРОЕКТ», Санкт-Петербург;

2 ООО «ЦКТИ-ВИБРОСЕЙСМ», Санкт-Петербург;

3 ВНИИГ им.Б.Е.Веденеева, Санкт-Петербург;

4 GERB, Германия.

Современную формулировку принципов сейсмостойкого строительства дал Айзенберг Я.М. Вопрос расчета зданий и сооружений с использованием различных систем сейсмоизоляции освещается в работах Уздина А.М., Белаш Т.А., Айзенберга Я.М., Савинова О.А., Костарева В.В., Васильева П.С., Саргсяна А.Е., Бирбраера А.Н., Тяпина А.Г., Бабского А.Е. и др. За рубежом вопросами сейсмоизоляции занимались Гринбэнк Л.Р., Инфанти С., Келли Дж., Робинсон В.Г., МакВерри Г.Г., Мартелли А., Паво Б., Скиннер Р.И., Форни М.

Несмотря на большое количество исследований отечественных и иностранных ученых и инженеров в области проектирования и динамического расчета ФТА, а также в области сейсмостойкости различных конструкций, в том числе с использованием сейсмоизолирующих элементов, до настоящего момента в опубликованном виде отсутствует комплексная методика обеспечения сейсмостойкости виброизолированных ФТА.

С данным вопросом сталкиваются инженеры-проектировщики и проектные институты, занимающиеся проектированием машинных залов электростанций, имеющих в своем составе фундаменты машин с динамическими нагрузками.

Исходя из вышесказанного, вопрос формулирования комплексной методики обеспечения сейсмостойкости виброизолированных ФТА является открытым и требует разработки и развития.

Объектом исследования являются виброизолированные фундаменты турбоагрегатов, возводимые в районах с высокой сейсмичностью.

Предметом исследования являются методы обеспечения сейсмостойкости виброизолированных фундаментов турбоагрегатов.

Цель и задачи исследования. Целью работы является развитие и совершенствование методов проектирования и расчета виброизолированных ФТА на сейсмическое воздействие, поиск новых конструктивных решений, направленных на повышение их сейсмостойкости.

Задачи исследования:

1 Разработать конечно-элементные расчетные модели виброизолированных ФТА.

2 Провести вычислительные эксперименты и оценку влияния динамической жесткости основания, частотного состава сейсмического воздействия, жесткости изоляторов, учета частотной зависимости динамических характеристик вязких демпферов на сейсмостойкость виброизолированных ФТА, выдать рекомендации к существующей расчетной методике.

3 Провести вычислительные эксперименты и сравнительный анализ результатов расчетов виброизолированного ФТА в составе здания турбины и отдельно, по спектрам на подопорных конструкциях методом прямого интегрирования уравнений движения и по линейно-спектральной теории, выдать рекомендации к существующей расчетной методике.

4 Разработать методику обеспечения сейсмостойкости виброизолированных ФТА.

5 Предложить усовершенствование существующих и новые конструктивные решения, направленные на повышение сейсмостойкости виброизолированных ФТА.

Научная новизна работы заключается в:

1 Формулировании комплексной методики обеспечения сейсмостойкости виброизолированных ФТА.

2 Выдаче рекомендаций по проектированию и расчету сейсмостойких виброизолированных ФТА.

3 Предложении вариантов усовершенствования существующих конструктивных решений и нового конструктивного решения: двойной сейсмоизоляции ФТА.

Теоретическая и практическая значимость работы. Теоретическая значимость работы заключается в формулировании комплексной методики обеспечения сейсмостойкости

виброизолированных ФТА, а также в совершенствовании и развитии существующих расчетных методик. Результаты диссертации возможно применять для последующего совершенствования сейсмических расчетов виброизолированных систем.

Практическая значимость работы заключается в выдаче рекомендаций проектировщику, позволяющих подобрать рациональную систему сейсмоизоляции при проектировании виброизолированных ФТА. Предложенный вариант усовершенствования существующих конструктивных решений виброизолированных ФТА, повышающий их сейсмостойкость уже внедрен в проекте АЭС «Руппур» (Бангладеш). Предложенный новый вариант двойной сейсмоизоляции ФТА может быть использован на перспективных проектах в самом начале проектных работ. Данный вариант позволит возводить сейсмостойкий виброизолированный ФТА и здание турбины в районах с крайне высокой сейсмичностью, где ранее возведение сейсмостойкой электростанции не представлялось возможным.

Методология и методы исследования.

Основной метод исследования в данной работе - проведение вычислительных экспериментов. При реализации выбранного метода использовались аттестованные расчетные комплексы, реализующие метод конечных элементов. Динамические задачи решались методом прямого интегрирования уравнений движения. В работе использовались общепринятые допущения строительной механики, теории упругости и динамики сооружений, теория сейсмостойкости, а также апробированные исследования других авторов по данному направлению.

Положения, выносимые на защиту:

1 Результаты исследования влияния жёсткости основания, частотного состава сейсмического воздействия, характеристик изоляторов на сейсмостойкость виброизолированных ФТА;

2 Результаты расчёта виброизолированных ФТА отдельно и в составе здания турбины, методом прямого интегрирования уравнений движения и по линейно-спектральной теории;

3 Доказательство необходимости учёта частотной зависимости динамической жёсткости и демпфирования вязкоупругих демпферов при сейсмическом расчёте виброизолированных ФТА;

4 Методика обеспечения сейсмостойкости виброизолированных ФТА и её реализация на конкретных примерах;

5 Усовершенствованные и принципиально новые конструктивные решения виброизолированных ФТА, приводящие к повышению их сейсмостойкости.

Степень достоверности и обоснованности результатов обусловлена использованием при постановке задач строгих математических постановок и гипотез, принятых в механике

деформируемого твердого тела, строительной механике и динамике сооружений, а также применением при проведении расчетов современных апробированных численных методов, реализуемых аттестованными расчетными комплексами.

Соответствие паспорту специальности. Диссертационное исследование соответствует паспорту специальности 2.1.1. Строительные конструкции, здания и сооружения:

п. № 1 «Построение и развитие теории, разработка аналитических и вычислительных методов расчёта механической безопасности и огнестойкости, рационального проектирования и оптимизации конструкций и конструктивных систем зданий и сооружений»;

п. № 8 «Разработка новых и совершенствование рациональных типов несущих и ограждающих конструкций, конструктивных решений зданий и сооружений с учетом протекающих в них процессов, природно-климатических условий, механической, пожарной и экологической безопасности».

Апробация результатов работы.

Основные положения и результаты работы были доложены и обсуждены на 6 конференциях и семинаре в 2017-2021 г.:

1 VII Научно-практическая конференция молодых ученых и специалистов атомной отрасли «КОМАНДА», Санкт-Петербург, 2017.

2 VIII Международная научно-практическая конференция молодых ученых и специалистов атомной отрасли «КОМАНДА», Санкт-Петербург, 2019.

3 International Scientific Conference on Energy, Environmental and Construction Engineering (EECE - 2019), Saint-Petersburg, 2019.

4 XLVIII «Неделя науки СПбПУ», Санкт-Петербург, 2019.

5 Научный семинар, посвященный 110-летию доктора технических наук, профессора Олега Александровича Савинова, Санкт-Петербург, 2020.

6 III Международная научно-практическая конференция «Инженерная защита территорий, зданий и сооружений»,заочное участие с публикацией тезисов, Санкт-Петербург, 2020.

7 XIV Российская национальная конференция по сейсмостойкому строительству и сейсмическому районированию (с международным участием), Сочи, 2021.

Промежуточные результаты исследования были представлены на XX Всероссийском конкурсе «Инженер года-2019», проводимом Российским Союзом научных и инженерных общественных объединений, Международным Союзом научных и инженерных общественных объединений, Академией инженерных наук имени А.М. Прохорова, Межрегиональным общественным фондом содействия научно-техническому прогрессу.

Автор работы стал лауреатом конкурса в номинации строительство и стройиндустрия, был отмечен медалью и награжден сертификатом профессионального инженера России.

Публикации. Материалы исследований опубликованы в 12-ти печатных работах. Из них: 5 статей в журналах из актуального перечня рецензируемых научных изданий ВАК РФ, 1 статья в журналах SCOPUS и WoS.

Личный вклад автора. Личный вклад автора заключается в получении и анализе всех результатов, представленных в диссертации.

Глава 1. Анализ состояния исследуемого вопроса

1.1 Общий обзор направлений и развития исследований сейсмостойкости фундаментов

турбоагрегатов

История современных рамных фундаментов турбоагрегатов началась в 1961 году пуском первого в СССР рамного фундамента из сборного железобетона для турбоагрегата мощностью 100 МВт на Прибалтийской ГРЭС [1].

Конструкция и технология изготовления и монтажа сборных рамных ФТА были разработаны инженерами И.С. Литвиным, Б.Б. Корниловым, Р.И. Финкельштейном и Е.Г.Бабским в Ленинградском отделении проектного института «Теплоэнергопроект» (ЛОТЭП) [1].

На фундаментах, сооруженных по проектам ОАО «АТОМПРОЕКТ» (ранее ЛОТЭП и СПбАЭП) в России и 26 других странах, работают более 2500 турбоагрегатов единичной мощностью до 1200 МВт. В натурных условиях ТЭС и АЭС проведено около 350 исследований системы турбоагрегат-фундамент-основание (ТФО) [ 1 ].

Проблемы проектирования и проведения динамических расчетов фундаментов турбоагрегатов поднимались в работах Абросимова Н.А. [2-6], Аграновского Г.Г. [2, 4-6], Бабского Е.Г. [1-2,7-12], Виноградова О.Г. [13], Глаговского В.Б. [14-16], Жуковского А.М. [17-18], Ильичева В.А. [19], Киндера В.А. [2], Литвина И.С. [20-22], Рабкина М.А. [11, 15-16], Рыбакова С.Н. [20, 22], Савинова О.А. [23-26], Цейтлина Б.В. [3, 18, 27-32], Шейнина И.С. [3234], Шульженко Н.Г. [35-37] и других [38-40].

Первый в СССР виброизолированный фундамент был построен под турбоагрегат марки Р-50-130-1, мощностью 50 МВт в городе Кириши.

Начиная с 90-х годов XX века большинство фундаментов под турбоагрегаты проектируются в виброизолированном варианте. Несмотря на большой объем исследований, связанных с проектированием и расчетом фундаментов турбоагрегатов, научные исследования поведения именно виброизолированных фундаментов турбоагрегатов не охвачены широким спектром работ. Данный вопрос рассматривается в работах Коренева Б.Г. [41], Литвина И.С. [20-21], Рыбакова С.Н. [20], Цейнтлина Б.В. [29, 32], Шейнина И.С. [32-33], Шульженко Н.Г. [37] и ряда иностранных авторов [42-47]. Также большой материал накоплен немецкой фирмой «GERB» [42-46, 48].

В работе Савинова О.А., Альберта И.У. и Сандович Т.А. [25]утверждается возможность использования модели осциллятора для подбора оптимальных параметров систем сейсмоизоляции зданий и сооружений. В диссертационной работе Цейтлина Б.В. [31] на

примере систем с одной степенью свободы проведены исследования явлений, обусловленных конструкционным демпфированием в элементах сборного фундамента и проскальзыванием при совместных колебаниях фундамента и турбоагрегата. Тем не менее, виброизолированный фундамент мощного турбоагрегата является сложной объемной конструкцией, при расчете которой пренебрегать пространственной работой нельзя. По этой причине в данной работе основным методом исследования выбран метод проведения вычислительных экспериментов, с применением метода конечных элементов (МКЭ) и достаточно высокой степенью дискретизации расчетной модели фундамента.

Многолетний опыт совершенствования расчетных моделей и программ, а также современные возможности вычислительной техники позволили для собственно рамного фундамента сблизить результаты динамических расчетов с данными натурных испытаний [1].

Рамные фундаменты и установленные на них работающие турбоагрегаты за последние десятилетия, оказавшиеся под воздействием сильных землетрясений, перенесли их и продолжали работу. Это - турбоагрегаты мощностью 300 МВт на Сыр-Дарьинской ГРЭС в Узбекистане (Газлийские землетрясения: 1976 апрель - 9 баллов по шкале MSK, 1976 май -10 баллов по шкале MSK, 1984 март - 9 баллов по шкале MSK), а также турбоагрегаты мощностью 220 МВт на АЭС «Козлодуй» в Болгарии (Карпатское землетрясение 1977 г. - 8-9 баллов по шкале MSK) и на Армянской АЭС (Спитакское землетрясение 1988 г. - 8-10 баллов по шкале MSK) [1].

Понятие «сейсмостойкость» для виброизолированных фундаментов турбоагрегатов имеет более широкий смысл, чем для обыкновенных сооружений. Для гражданских и промышленных зданий и сооружений под термином «сейсмостойкость» понимают прежде всего отсутствие недопустимых повреждений строительных конструкций. Под сейсмостойкостью виброизолированных фундаментов турбоагрегатов понимают сохранение функционирования оборудования электростанции и сохранение электроснабжения. Данное требование, очевидно, является более жестким, так как означает сохранение целостности не только строительных конструкций, но и работоспособности оборудования, ответственного за выработку электроэнергии [49].

В развитии теории сейсмостойкости обычно выделяют 3 этапа:

- первый этап - с древнейших времен до конца XIX века. Данный этап характеризуется накоплением знаний о последствиях землетрясений и попытками повышения сейсмостойкости зданий конструктивными методами, без каких-либо расчетов и теоретических обоснований [50];

- второй этап - с конца XIX века до середины XX века. Этот этап характеризуется зарождением теоретических основ и становлением теории сейсмостойкости сооружений;

- третий этап - с 60-х годов XX века по настоящее время. На данном этапе многие гипотезы и теории, высказанные ранее, были подтверждены и развиты, некоторые были опровергнуты. С развитием мощностей вычислительной техники и с появлением сложного математического аппарата, реализуемого на персональном компьютере (ПК), появилось возможным проводить вычислительные эксперименты на математических моделях, результаты которых хорошо коррелируются с данными натурных испытаний и опытов. На современном этапе появилась возможность проектировать и возводить сейсмостойкие сооружения с использованием систем сейсмоизоляции в районах с высокой сейсмичностью.

В результате анализа разрушений простейших сооружений от землетрясения в Японии в 1891 году, профессор Омори получил первые количественные характеристики сейсмического воздействия - максимальные значения ускорений поверхности земли [51]. Впоследствии Омори продолжил опыты и разработал простейшие методы расчета сооружений на сейсмостойкость. Данные методы сложились в статическую теорию сейсмостойкости. Она предполагает статический учет сейсмических сил.

Первые правила сейсмостойкого строительства в России были разработаны при анализе последствий Верненского землетрясения. Разработка правил проходила в Семиреченской области в 1887 году [52].

Японский ученый Мононобе в 1920 году исследовал установившиеся гармонические колебания одномассового осциллятора, вызванные кинематическим воздействием (смещением основания). Ученым была получена формула для определения сейсмической силы, учитывающая динамические свойства сооружения [51]. Позднее формула была уточнена учеными Завриевым и Дануссо. Таким образом, сформировалась динамическая теория сейсмостойкости. Однако из-за отсутствия опытных испытаний, а также крайне скудной информации о землетрясениях, динамическая теория не использовалась в практических расчетах. Еще долго в России и других странах в качестве основной использовалась статическая теория сейсмостойкости, динамическая же понемногу совершенствовалась и дорабатывалась [53].

С 1927 по 1935 год в России был проведен ряд важных исследований в области сейсмостойкости сооружений [54]. В результате данных исследований сформировалась общая инструкция Наркомстроя по расчету и проектированию сооружений в сейсмических районах в 1939 году. Для ее разработки использовалась статическая теория сейсмостойкости. Фактически проектирование сейсмостойких зданий и сооружений велось по рекомендациям, не связанным с расчетом.

В 1933 году М. Био предложил спектральную теорию определения сейсмических сил. Идея теории состоит в разложении колебательного движения системы по формам колебаний,

для каждой их которых определяются максимальные значения сил инерции и сейсмических усилий. При определении сейсмической нагрузки учитывается коэффициент динамичности, характеризующий спектральный состав сейсмического воздействия.

К середине XX века было проведено множество натурных и модельных испытаний сооружений подтвердившие зависимость величин сейсмической нагрузки от динамических характеристик конструкции [54].

И.Л. Корчинский в своей работе [55] представил теоретическое обоснование спектрального метода и предложил расчетные формулы для практических расчетов. В 1957 году на основе вышеуказанной методики вышел нормативный документ СН-8-57.

С 1960-х годов теория сейсмостойкости зданий и сооружений начала интенсивно развиваться по многим направлениям [54].

Современную формулировку принципов сейсмостойкого строительства дали Я.М. Айзенберг, Я.М. Килимник [56-59]. Энергетические методы теории сейсмостойкости развиты в работах И.И. Гольденблата, Ю.Л. Рутмана [60].

Обеспечение сейсмостойкости зданий и сооружений в наши дни ведется по двум основным направлениям:

- традиционная сейсмозащита - прямое усиление конструкций путем увеличения размеров поперечных сечений, использования более прочных материалов и так далее. При использовании данного подхода при строительстве в районах с высоким уровнем сейсмики (8-9 баллов по шкале MSK), во-первых, сильно повышается стоимость строительства зданий или сооружений, а во-вторых, в ряде случаев запроектировать сейсмостойкое здание или сооружение не представляется возможным;

- специальная сейсмозащита - снижение уровня сейсмических нагрузок путем изменения динамических характеристик конструкций зданий и сооружений. Специальная сейсмозащита разделяется на сейсмоизоляцию и сейсмогашение. Сейсмоизоляция - снижение доли энергии, передающейся конструкциям сейсмическими волнами. Сейсмогашение - перераспределение механической энергии сейсмических колебаний между частями конструкции и переход этой энергии в другой вид энергии, например, в тепловую энергию в специальных демпфирующих устройствах.

Специальная сейсмозащита является наиболее эффективной и рациональной. Однако, в связи с отсутствием опыта проектирования зданий и сооружений со специальной сейсмозащитой проверенного прошлыми сильными землетрясениями, расчетное обоснование данных проектных решений является крайне важным.

Первые работы по сейсмо- и виброизоляции основывались на отстройке системы от резонансов. При этом демпфирование в системе оставалось малым. Проектирование и

строительство зданий по вышеуказанным принципам привело к масштабным авариям и человеческим жертвам. Сейсмоизолированные здания обрушились в результате воздействия низкочастотных землетрясений в Скопье (26 июля 1963 года, 75% жилых домов были разрушены или серьезно повреждены), Бухаресте (4 марта 1977 года, обрушились 33 многоэтажных здания) и Мехико (19 сентября 1985 года, 412 зданий были разрушены, а более 3000 серьезно повреждены) [61].

Позднее ряд исследователей и ученых указали на необходимость повышенного демпфирования в системах сейсмоизоляции и недопустимость низкого демпфирования в сейсмоизолированных сооружениях. Основные работы в этом направлении выполнены О.А, Савиновым [23-26] и его учениками [62-64]. Несмотря на это, вопрос о повышенном демпфировании в системах сейсмоизоляции обсуждается и в наши дни [53, 65].

Демпфер, удобный для практического использования, был разработан специалистами фирмы ООО «ЦКТИ-ВИБРОСЕЙСМ» в Санкт-Петербурге Д.Ю. Павловым, ВВ. Костаревым, В.А. Ветошкиным, А.Ю. Щукиным, Л.А. Митрофановым, Е.А. Даниловым и В.Д. Лобковым [66].

Важно отметить, что действующая нормативная база Российской Федерации не поддерживает расчета демпфированных систем даже в линейной постановке. В большей части нормативных документов затухание учитывается через коэффициенты, вводимые в формулу определения сейсмической нагрузки. Однако значения этих коэффициентов не связывается с фактическим затуханием в конструкции, а назначается для конструкции в целом по опыту анализа последствий прошедших землетрясений [67].

Вопрос расчета зданий и сооружений с использованием различных систем сейсмоизоляции освещается в большом количестве работ: А.М. Уздин [52-53, 64-65, 68-74], Т А. Белаш [25, 63, 75], Я.М. Айзенберг [56-59], О.А. Савинов [23-26], В В. Костарев [66, 76], П С. Васильев [76], А.Е. Саргсян [77], А.Н. Бирбраер [49], В В. Турилов [78], А.Г. Тяпин [79], А.Е. Бабский [7-8, 10] и многие другие [80-85].

За рубежом вопросами сейсмоизоляции занимались Л.Р. Гринбэнк, С. Инфанти, Дж. Келли, В.Г. Робинсон, Г.Г. МакВерри, А. Мартелли, Б. Паво, Р.И. Скиннер, М. Форни.

В основном нормативном документе, регламентирующем сейсмические расчеты зданий и сооружений на территории России, в Своде правил «Строительство в сейсмических районах», в версии 2014 года (СП 14.13330.2014) появился раздел 6.17 «Сейсмоизоляция». Данный раздел был подготовлен специалистами ООО «ЦКТИ-ВИБРОСЕЙСМ». В нем сформулированы общие сведения о сейсмоизолирующих элементах с подробным описанием их типов и принципов работы. Однако данная информация исключена в последующей редакции норм 2018 года (СП 14.13330.2018) [67]. В 2013 году ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко подготовил Свод

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Тарасов Владимир Александрович, 2023 год

- - —

--'

* -- -К, эксперимент -К, 4-параметргтческая модель Максвелла

. - >

f, Гц

1 10 100 Рисунок 3.25 — Частотная зависимость горизонтальной жесткости в демпфере, экспериментальные данные и их аппроксимация

В, кН с/м

4500

-1000 3500 3000 2500 2000 1500 1000 500 О

Частотная зависимость коэффициента демпфирования демпфера, экспериментальные давние н нх аппроксимация

Ч V > -В, эксперимент ---В, 4-параметрическая модель Максвелла

ч ч ч ч

ч ч ч ч

'ч _

Рисунок 3.26 — Частотная зависимость горизонтального демпфирования в демпфере, экспериментальные данные и их аппроксимация

Результаты расчетов спектров сейсмических ускорений в осевом направлении для отметки установки турбоагрегата представлены на рисунках 3.27, 3.28 и 3.29 соответственно для спектров исходного сейсмического воздействия 1_НП, 7_ПА и 8_ПА*, а также в таблице 3.7. Результаты вычисления максимальных сейсмических смещений представлены в таблице 3.8.

од

Рисунок 3.27

1 10 100 ■ Спектр отклика сейсмических ускорений на оборудовании, в осевом направлении, исходный спектр 1_НП

0,1

Рисунок 3.28

1 ю 100

Спектр отклика сейсмических ускорений на оборудовании, в осевом направлении, исходный спектр 7_ПА

0,1

Рисунок 3.29

1 10 100 Спектр отклика сейсмических ускорений на оборудовании, в осевом направлении, исходный спектр 8_ПА*

Таблица 3.7 — УНП в осевом направлении, в м/с

Спектр 1_НП 7_ПА 8_ПА*

Отметка Частоно-независимые демпферы Частоно-зависимые демпферы Частоно-независимые демпферы Частоно-зависимые демпферы Частоно-независимые демпферы Частоно-зависимые демпферы

1 (нижняя плита) 1,31 1,33 0,97 0,97 1,01 0,99

2 (под ВИ конденсаторов) 2,41 2,12 1,12 1,20 1,69 1,81

3 (на конденсаторах) 1,62 2,21 0,95 1,24 0,96 1,59

4 (перекрытие промежуточное ) 5,36 5,64 2,80 3,03 4,21 4,58

5 (под ВИ ФТА) 5,84 5,60 4,06 3,57 4,50 4,80

6 (ФТА) 2,29 2,76 1,32 1,90 0,79 1,30

7(отметка обслуживания) 6,60 7,03 4,18 4,64 5,06 5,82

8 (на оборудовании) 2,40 2,96 1,36 2,02 0,94 1,48

9 (верх колонн) 6,81 7,34 3,82 4,38 5,55 5,95

По данным рисунков 3.27-3.29 видно, что учет в расчетной модели частотно-зависимых демпферов приводит к росту пиковых сейсмических ускорений на 20-60% в зависимости от частотного состава сейсмического воздействия. Величины максимальных спектральных сейсмических ускорений также возрастают на 15-75%, пики незначительно смещаются «вправо». Также наблюдается рост пиковых сейсмических ускорений на конденсаторах на 3060%.

Значительный рост сейсмических ускорений в осевом направлении объясняется учетом в расчетной схеме дополнительной горизонтальной жесткости - жесткости, возникающей в демпферах. Вышеуказанное увеличение жесткости значительно увеличивает частоту собственной формы колебаний в осевом направлении, тем самым приближая её значение к пику спектра исходного сейсмического воздействия.

Основываясь на данных таблицы 3.4, суммарная горизонтальная жесткость всех пружинных изоляторов под ФТА составляет 536740 кН/м, масса железобетонных конструкций виброизолированного ФТА вместе с оборудованием составляет 8285 т.

Если представить виброизолированный ФТА с указанными характеристиками, как систему с одной степенью свободы, частота собственной формы колебаний составит 1,28 Гц, что близко к значению 1,33 Гц (рисунок 2.12)- частоты собственной формы колебаний в осевом направлении при расчете пространственной расчетной схемы с высоким уровнем дискретизации.

На частоте 1,33 Гц каждый демпфер имеет горизонтальную динамическую жесткость около 17840 кН/м, таким образом 32 демпфера суммарно добавляют горизонтальную жесткость около 570880 кН/м. Суммарная горизонтальная жесткость системы возрастает более чем в два раза, значение частоты собственной формы колебаний возрастает до 1,84 Гц. По рисунку 2.10 видно, что рост частоты с 1,33 Гц до 1,84 Гц приводит к приближению к пику исходного спектра во всех вариантах нагружений. В диапазоне частот 1-2 Гц значение коэффициента демпфирования для каждого из демпферов составляет 3850-2600 кНс/м, что значительно выше паспортного значения 1000 кНс/м. Тем не менее, рост ускорений за счет увеличения частоты основной формы колебаний в осевом направлении перекрывает снижение величин сейсмических ускорений за счет увеличения демпфирования в системе.

Значения пиковых сейсмических ускорений на остальных отметках здания турбины, указанные в таблице 3.7 меняются в пределах 15% при учете частотной зависимости демпферов в виброизолированном ФТА, что объясняется «эффектом обратной связи»-влиянием виброизолированного ФТА на колебания здания турбины.

Таблица 3.8 — Максимальные сейсмические перемещения в мм

Спектры 1_НП 7_ПА 8_ПА*

Пара узлов Частоно-^зависимые; емпферы Частоно-зависимыеде мпферы Частоно-^зависимые/ емпферы Частоно-зависимыед емпферы Частоно-независимые демпферы Частоно-зависимыеде мпферы

ВИ под конденсатором 13,6 7,6 7,5 4,3 1,6 1,8

ВИ под ФТА 42,5 29,1 25,9 17,8 8,7 8,5

ФТА-отметка обслуживания 46,0 30,9 29,3 21,3 11,2 10,9

За счет увеличения значений коэффициентов демпфирования максимальные сейсмические перемещения под конденсаторами и под ФТА снижаются на 30-40% при использовании спектров, имеющих пики в диапазоне относительно низких частот: спектр 1_НП и 7_ПА. При расчете на спектр имеющий пик на относительно-высоких частотах 8_ПА* значения сейсмических перемещений практически не изменяются в связи с понижением коэффициента демпфирования с ростом частоты.

Таким образом, при расчете виброизолированных ФТА на сейсмическое воздействие, необходим учет частотной зависимости динамических характеристик вязкоупругих демпферов. В случае игнорирования частотной зависимости демпферов и упрощения в расчетной модели демпферов до идеально-вязких элементов возможно получение ошибочных на 20-60% результатов в неконсервативную сторону.

3.3 Выводы по главе 3

1. Для надежного обеспечения сейсмостойкости виброизолированных ФТА, необходимо проводить сейсмический расчет виброизолированных ФТА в составе здания турбины. Расчет ФТА отдельно от здания турбины приводит к некорректным результатам. Более того, сейсмический расчет для определения сейсмических перемещений виброизолированных ФТА предпочтительно вести не по линейно-спектральной теории, а интегрированием уравнений движения. Метод прямого интегрирования уравнений движения и модернизированные методы модального интегрирования позволяют корректно учесть в расчетах сосредоточенные демпферы, обязательно присутствующие наряду с пружинными изоляторами в конструкции виброизолированных ФТА.

2. При выполнении сейсмических расчетов виброизолированных ФТА необходимо учитывать динамическую жесткость демпферов, а также зависимость динамической жесткости

и демпфирования от частоты. Лишь учет частотной зависимости динамических характеристик вязкоупругих демпферов позволяет избежать ошибок в результатах расчета. В качестве аппроксимации частотной зависимости коэффициентов жесткости и демпфирования в демпферах, в расчетной модели возможно использовать четырех-параметрическую модель Максвелла, состоящую из двух параллельных цепочек, последовательно соединенных идеально-упругой пружины и идеально-вязкого демпфера со специальным образом подобранными характеристиками.

Глава 4. Методика обеспечения сейсмостойкости виброизолированных

фундаментов турбоагрегатов

4.1 Методика обеспечения сейсмостойкости виброизолированных фундаментов

турбоагрегатов

Основываясь на проведенных ранее вычислительных экспериментах, а также на базе накопленного опыта по проектированию и расчету виброизолированных ФТА, в данной главе формулируется методика обеспечения сейсмостойкости виброизолированных ФТА. Данная методика имеет структуру, схожую с различными общими методами решения научно-технических задач. Несмотря на это, для решения задачи обеспечения сейсмостойкости виброизолированных ФТА данная методика сформулирована впервые.

Принципиальная блок-схема методики представлена на рисунке 4.1. Так как методика является универсальной, то в ее состав включены все этапы расчета и проектирования виброизолированных ФТА, начиная со сбора исходных данных, заканчивая утверждением выбранного варианта как рабочего. Однако особенное внимание, в том числе в приведенных далее реализациях методики, уделено именно вопросам выбора и совершенствования конструктивных решений виброизолированных ФТА, а также здания турбины. Оптимизация существующих и предложение инновационных конструктивных решений предполагается на основе сравнительного анализа результатов сейсмических расчетов виброизолированных ФТА в составе здания турбины.

Методика обеспечения сейсмостойкости виброизолированных ФТА принципиально состоит из следующих шагов:

1. Сбор исходных данных;

2. Формирование модели;

3. Выбор программного обеспечения;

4. Разработка базовой расчетной модели;

5. Формирование альтернативных вариантов расчетной модели;

6. Перебор альтернативных вариантов модели;

7. Обработка результатов вычислений;

8. Сравнительный анализ результатов;

9. Выбор наилучшего варианта по набору выходных параметров;

10. Оценка и сравнение выходных параметров выбранного варианта с их допустимыми значениями;

11.А Оценка экономической эффективности и физической возможности воплощения выбранного варианта в жизнь;

11.Б Принципиальное изменение конструктивного решения фундамента турбоагрегата/здания турбины;

12. Утверждение выбранного варианта как рабочего.

Далее приведено подробное описание каждого из шагов методики.

1. Сбор и анализ исходных данных. Данный этап предполагает подбор, накопление, структурирование и анализ информации, необходимой для проектирования и расчета ФТА.

В данный набор информации обязательно должны входить:

- тип и производитель турбоагрегата, его номинальная мощность;

- нагрузочное задание завода-изготовителя турбоагрегата;

- характеристики строительных конструкций и материалов, используемых в проекте электростанции, в частности здания турбины, строительные чертежи;

- геологические условия площадки строительства:

- сейсмичность площадки строительства;

- нормы проектирования;

- требования заказчика к режимам работы электростанции;

- технологические и иные требования к конструкциям ФТА.

Тип турбоагрегата и его производителя необходимо знать для идентификации разработчиков турбины и генератора, налаживания контакта с ними, для разрешения проблемных вопросов, которые могут возникнуть при проектировании и расчета ФТА.

Нагрузочные задания заводов изготовителей турбины и генератора являются основополагающими документами для проектирования и расчета ФТА. Очень важно, чтобы в них не содержалось критических ошибок. Типичными ошибками нагрузочных заданий, важными с точки зрения влияния на результаты сейсмических расчетов, являются:

- задание избыточных величин масс оборудования с большим запасом;

- двойной учет масс элементов составляющих турбоагрегат, например учет массы воды и пара отдельно, и, дублировано, в массе конденсатора;

- потеря части масс, присутствующих при номинальном режиме работы турбоагрегата, например отсутствие массы воды как отдельно, так и в составе конденсаторов.

5. ФОРМИРОВАНИЕ АЛЬТЕРНАТИВНЫХ ВАРИАНТОВ РАСЧЁТНОЙ МОДЕЛИ 6. ПЕРЕБОР АЛЬТЕРНАТИВНЫХ ВАРИАНТОВ МОДЕЛИ 7. ОБРАБОТКА РЕЗУЛЬТАТОВ ВЫЧИСЛЕНИЙ

в. СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ РЕЗУЛЬТАТОВ 9.ВЫБОР НАИЛУЧШЕГО ВАРИАНТА ПО НАБОРУ ВЫХОДНЫХ ПАРАМЕТРОВ

КОНЕЦ

Рисунок 4.1 —Принципиальная блок-схема методики обеспечения сейсмостойкости виброизолированных ФТА

Увеличение величин действующих на конструкцию нагрузок при статическом расчете в подавляющем большинстве случаев приводит к более консервативному подходу. В случае динамических расчетов, запасы в массах приводят к изменениям динамического поведения конструкции. Увеличение величин масс ведет к снижению частот собственных форм колебаний, что может привести к выходу форм с «заниженными» частотами из пика спектра, и, как следствие, к сильному неконсервативному снижению значений сейсмических нагрузок и перемещений. Поэтому очень важно в нагрузочных заданиях иметь настолько достоверные значения масс, насколько это возможно.

Материалы, используемые в проекте электростанции, обычно определяет и материал ФТА. На всех тепловых и атомных станциях в России и на большинстве электростанций в мире, в качестве основного материала ФТА используется железобетон, даже в случаях применения металлических зданий турбины. Характеристики строительных конструкций и строительные чертежи здания турбины необходимы для последующего построения расчетных моделей.

Особое внимание следует уделять геологическим условиям площадки строительства. Во-первых, при проектировании электростанций в районах с высокой сейсмичностью, важно, чтобы под зданием турбины отсутствовали грунты склонные к разжижению при сейсмическом воздействии. Во-вторых, для проведения корректного моделирования и последующих сейсмических расчетов, в числе прочих характеристик грунтов основания, должны быть определены величины динамических модулей сдвига Gd и коэффициента Пуассона, или, по крайней мере, необходимые для их вычисления величины скоростей распространения поперечных Vs и продольных Vp упругих волн.

Сейсмичность площадки строительства для электростанций небольшой мощности может задаваться балльностью, например, по шкале MSK. В данном случае возможно использование спектра из общестроительных норм [67]. Для площадок под электростанции большой мощности должны в обязательном порядке проводиться дополнительные исследования сейсмических характеристик площадки строительства. В этом случае, проектировщикам, в качестве сейсмических исходных данных, обычно выдаются комплекты сейсмических спектров на площадке строительства (в уровне опирания фундаментных плит основных зданий электростанции).

В зависимости от страны, в которой будет возведена электростанция, определяется набор нормативных документов, в соответствии с которыми должен будет быть выполнен проект и расчет ФТА: это могут быть российские своды правил, европейские Еврокоды, а также национальные нормы любой другой страны, возводящей электростанцию. Нормы разных стран могут содержать различные требования по одному и тому же вопросу. Например, по российским НП-031-01 [98] здания и сооружения отнесенные ко П-ой категории

сейсмостойкости (к ней и относится здания турбины вместе с виброизолированным ФТА) допускается рассчитывать на каждую из горизонтальных и вертикальную компоненты сейсмического воздействия раздельно, без последующего суммирования. В тоже время европейские нормы [112] требуют производить суммирование по компонентам по правилу ±100%±30%±30%.

Заказчик может предъявлять дополнительные требования по режиму работы электростанции: например, требование выдачи электрической мощности во время и после прохождения землетрясения вплоть до определенного повышенного уровня интенсивности. Данное требование обычно обуславливается необходимостью снабжения электрической энергией больниц, зданий оперативных служб, центров ликвидаций последствий землетрясений и т.д.

Немаловажными факторами являются технологические и иные требования к конструкциям ФТА. Данные требования обычно ограничивают:

- возможность размещения дополнительных изолирующих или демпфирующих элементов;

- их свободную расстановку;

- величины максимальных сейсмических смещений.

2. Формирование модели. Данный этап предполагает следующие действия:

- общее описание модели;

-определение (при возможности) референтного конструктивного решения;

- выбор критических выходных параметров, определяющих сейсмостойкость виброизолированных ФТА;

- определение допустимых значений критических выходных параметров;

- выбор методов моделирования и расчета.

Под общим описанием модели понимается комплексное структурирование и объединение собранных и проанализированных ранее исходных данных. При этом должна сложиться как бы общая картина, в полной мере характеризующая объект проектирования.

Учитывая тот факт, что к настоящему времени в России и мире возведено множество электростанций, имеющих в своем составе виброизолированные ФТА различных типов и мощностей, возможно наличие уже существующего аналога, в котором могут быть решены часть возникающих при проектировании сейсмостойких виброизолированных ФТА проблем. Поэтому очень важно попробовать найти хотя бы частично референтный проект. Это позволит учитывать накопленный ранее опыт.

Одним из важнейших этапов постановки задачи проектирования сейсмостойких виброизолированных ФТА является этап выбора критических выходных параметров,

определяющих сейсмостойкость виброизолированных ФТА. Сейсмостойкость виброизолированных ФТА в общем определяется следующими факторами:

- сохранением прочности и устойчивости строительных конструкций ФТА при землетрясении;

- сохранением прочности и устойчивости изоляторов при землетрясении;

- сохранением прочности и работоспособности турбоагрегата;

-сохранением прочности, герметичности и работоспособности систем, обеспечивающих турбоагрегат.

Если говорить непосредственно о прочности железобетонных конструкций ФТА, обычно определяющими при подборе их армирования являются особые аварийные нагрузки, такие как нагрузки от короткого замыкания, от вылета лопаток и аварийного дисбаланса. Сейсмическая нагрузка, как правило, не является определяющей при подборе армирования виброизолированных ФТА.

Производители изолирующих устройств обычно гарантируют сохранение прочности и работоспособности изоляторов, если их максимальные деформации не превышают определенных величин для данной серии и типа изоляторов.

В случае возведения электростанции в районе с высокой сейсмичностью, турбоагрегат и все остальное обеспечивающее его оборудование должно выполняться в сейсмостойком исполнении. Тем не менее, всегда возникают технологические требования на ограничение величин максимальных сейсмических перемещений. Данные требования связаны в первую очередь с герметичностью подходящих трубопроводов. При горизонтальных сейсмических колебаниях в осевом направлении ротор турбоагрегата имеет лишь одну неподвижную опору -упорный подшипник. Все остальные опоры турбоагрегата являются скользящими, чтобы позволить турбоагрегату при нагреве (охлаждении) свободно удлиняться (укорачиваться) не вызывая при этом чрезмерных температурных усилий, и, как следствие, разрушения турбоагрегата или его частей. Именно прочностью упорного подшипника ограничивается величина сейсмических ускорений на отметке установки турбоагрегатов: горизонтальная сила, воспринимающаяся упорным подшипником прямо пропорциональна произведению массы турбоагрегата на максимальное сейсмическое ускорение на отметке его установки.

Допустимые значения критических выходных параметров обычно задаются заводами изготовителями турбоагрегатов, производителями изолирующих устройств, технологами и другими смежными специальностями. При различных величинах допустимых значений одного и того же выходного критического параметра следует принимать наиболее жесткое ограничение. Например, если производитель изолирующих устройств гарантирует сохранение их прочности и работоспособности при сейсмических перемещениях до 40 мм включительно,

но технологическое требование к максимальным сейсмическим смещениям точек примыкания трубопроводов ограничивает величину максимальных сейсмических перемещений значением в 25 мм, в качестве допустимого значения максимальных сейсмических перемещений следует принять величину 25 мм.

Выбор методов моделирования и расчета должен основываться на том, какие свойства модели нужно участь при расчете, а также какие результаты и с какой точностью необходимо получить, проведя расчет. Последние десятилетия динамические, в том числе сейсмические расчеты проводятся на расчетных моделях с высокой степенью детализации, с применением МКЭ.

3. Выбор программного обеспечения - очень важный этап при проектировании и расчете ФТА, от которого во многом будет зависеть качество и надежность выполненных работ. В него входят следующие действия:

- подбор расчетных программ, реализующих выбранные ранее методы моделирования и расчета;

- анализ возможных для использования программ;

- выбор одной или нескольких программ для расчета.

Во-первых, расчетная программа должна быть верифицирована и обладать необходимыми лицензиями и сертификатами. Во-вторых, в выбранной программе должны быть реализованы те методы моделирования и расчета, которые ранее было решено применять для проведения сейсмических расчетов. В-третьих, очень важно грамотное и корректное использование выбранной программы. В случае небрежного или неумелого использования функций программ, даже программы с мировым признанием, очень вероятно получение ошибочных результатов.

При расчете особо ответственных объектов, к которым в том числе относятся виброизолированные ФТА под машины большой мощности, рекомендуется проводить аналогичные расчеты разными специалистами в разных программных комплексах. Это может позволить выявить ошибки, допущенные при создании расчетных моделей и при проведении расчетов.

4. Разработка базовой расчетной модели. Этап разработки базовой расчетной модели включает в себя:

- создание конечно-элементной модели здания турбины, имеющего в своем составе виброизолированный ФТА;

- подготовка графиков сейсмического воздействия;

- тестирование созданной конечно-элементной модели.

При создании конечно-элементной модели необходимо руководствоваться общими принципами и правилами создания расчетных моделей. Тем не менее, следует учитывать специфику моделируемого сооружения. При моделирования здания турбины, содержащем внутри виброизолированный ФТА, в случае излишней детализации верхней части здания, и особенно покрытия, при модальном анализе будут возникать множество «паразитных» локальных форм колебаний, затрудняющих учет всех форм сооружения до 50 Гц. Также излишняя детализация частей модели, не представляющих интерес, ведет к резкому росту числа неизвестных, что, например, при использовании метода прямого интегрирования уравнений движения может привести к значительному росту времени проведения расчета, а также требуемого объема компьютерной памяти.

При проведении сейсмических расчетов, например, методом прямого интегрирования уравнений движения, в качестве исходных данных требуются не сейсмические спектры, а синтезированные из них акселерограммы. Пакет расчетных акселерограмм должен удовлетворять следующим требованиям:

- представительность акселерограмм пакета;

- опасность для рассматриваемого класса сооружений каждой из акселерограмм пакета;

- отсутствие серьезных искажений в расчетных акселерограммах;

- учет корреляции между расчетной бальностью, амплитудой и преобладающей частотой воздействия [106].

Также рекомендуется проводить расчет не на один комплект, а на несколько комплектов синтезированных акселерограмм [106]. В случае задания акселерограмм к определенному узлу расчетной модели рекомендуется определять спектры ускорений и в этом узле тоже, для контроля обратным пересчетом совпадения спектров заданных акселерограмм с исходными.

После создания расчетной модели рекомендуется провести тестирование. Например, произвести модальный анализ системы. Вычисленные формы колебаний обычно позволяют уловить ошибки модели такие как отсутствие связи в узлах модели, где стыкуются элементы или же задание ошибочно низких или высоких величин жесткостей или масс элементов.

5. Формирование альтернативных вариантов расчетной модели. Данный этап состоит из следующих частей:

- определение необходимого количества и свойств альтернативных вариантов модели;

- создание конечно-элементных моделей каждого из вариантов;

- подготовка всех конечно-элементных моделей к расчету.

Для проведения сравнительного анализа необходим хотя бы один альтернативный вариант расчетной схемы, однако при незначительном варьировании характеристик части элементов, или при принципиальном изменении конструктивных решений, рекомендуется

создавать несколько альтернативных вариантов с промежуточными значениями характеристик. Это позволит более наглядно проследить процесс изменения значений выходных параметров от вносимых изменений.

После создания конечно-элементных моделей всех вариантов рекомендуется вновь провести тестирование расчетных схем, аналогичное выполненному на предыдущем этапе для базовой расчетной модели.

6. Перебор альтернативных вариантов модели. Данный этап заключается в проведении вычислительных экспериментов - вычислении величин выходных параметров для всех расчетных моделей.

7. Обработка результатов вычислений. В данном этапе предполагаются следующие действия:

- обработка результатов вычисления значений выходных параметров для всех рассматриваемых вариантов;

- анализ адекватности полученных результатов.

Важнейшим этапом обработки результатов является анализ их адекватности. Неадекватные результаты могут свидетельствовать об ошибках в расчетной схеме или о некорректности использования выбранного метода расчета. Стоит отметить, что само понятие адекватности результатов не имеет четкого определения и определяется расчетчиком, т.е. достаточно субъективно. В случае обнаружения неадекватных результатов следует вернуться на шаг разработка базовой расчетной модели и произвести поиск ошибок.

8. Сравнительный анализ результатов. На данном этапе предполагается сравнительный анализ результатов расчетов по каждому выбранному выходному параметру отдельно: по перемещениям, по ускорениям, по усилиям и так далее.

Также на данном этапе стоит определить какие из выбранных параметров являются более и менее критическими, или же равноправными. В случае неравноправности параметров можно ввести дополнительные «весовые» коэффициенты.

9. Выбор наилучшего варианта по набору выходных параметров. В данный этап входят следующие действия:

- выбор наилучшего варианта по каждому из выходных параметров;

- выбор наилучшего варианта комплексно, по всем выходным параметрам.

Выбор наилучшего варианта по каждому из выходных параметров в отдельности является промежуточным, не всегда обязательным действием. Однако его выполнение рекомендуется для формирования понимания общей картины изменения значений данного выходного параметра и поведения виброизолированного ФТА в целом.

Выбор наилучшего варианта по всем выходным параметрам должен выполняться в соответствии с важностью каждого из параметров. Например, если оценка виброизолированного ФТА производится по значениям максимальных сейсмических ускорений на оборудовании и по максимальным сейсмическим смещениям в изоляторах, следует помнить, что для конденсаторов более критичным является параметр перемещения, чем ускорение, для ФТА более важным являются значения ускорений в осевом направлении, в сравнении с поперечным и вертикальным направлениями.

10. Оценка и сравнение выходных параметров выбранного варианта с их допустимыми значениями. После определения наилучшего варианта по набору всех выходных параметров следует сравнить величины выходных параметров наилучшего варианта с допустимыми значениями этих параметров. Вариант может быть, очевидно, наилучшим по значениям всех выходных параметров, но если значения этих параметров превышают допустимые значения, то применение данного варианта невозможно.

После сравнения выходных параметров с их допустимыми значениями наилучшим может оказаться другой вариант, имеющий промежуточные значения выходных параметров, но не превышающих допустимые значения.

11.А Оценка экономической эффективности и физической возможности воплощения выбранного варианта в жизнь. В случае, если все выходные параметры выбранного варианта находятся в пределах допустимых значений, следует провести оценку возможности воплощения в жизнь наилучшего варианта. Часть предложенных решений могут оказаться неосуществимыми в связи с различными причинами. Например, может не оказаться изолирующих элементов с необходимыми характеристиками.

В случае возможности воплощения в жизнь выбранного варианта, следует провести оценку его экономической эффективности: комплексное технико-экономическое сравнение с референтными конструктивными решениями. Может оказаться, что предлагаемый вариант оказывается настолько дорогим, что само возведение электростанции с его применением становится экономически нецелесообразным. При оценке экономической эффективности следует помнить, что использование сейсмоизоляции хоть и увеличивает стоимость строительства и эксплуатации зданий и сооружений, но позволяет удешевлять стоимость сейсмостойкого оборудования, а также может сохранить целостность и работоспособность дорогостоящего оборудования после прохождения землетрясения.

В случае экономической эффективности и возможности физической реализации предлагаемого решения, выбранный наилучший вариант утверждается как рабочий, это является последним шагом методики обеспечения сейсмостойкости виброизолированных ФТА.

В случаях, если значение одного или нескольких выходных критических параметров превышает допустимое значение, или же определено, что предлагаемое решение исполнения виброизолированного ФТА физически невоплотимо или экономически нецелесообразно, следует перейти к дополнительному шагу методики 11.Б и внести принципиальные изменения.

11.Б Принципиальное изменение конструктивного решения фундамента турбоагрегата/ здания турбины. Данный этап предполагает:

-комплексный анализ конструктивной схемы виброизолированного ФТА;

- поиск и идентификация ключевой проблемы или проблем, вызывающей неприемлемые результаты;

-предложение принципиально нового конструктивного решения здания турбины, имеющего в своем составе виброизолированный ФТА.

Нахождение ключевой проблемы или проблем, вызывающих неприемлемые результаты, для квалифицированного специалиста инженера-расчетчика не является трудной задачей. А вот поиск решений по устранению данных проблем является своего рода инженерным искусством. В одном случае будет достаточно лишь немного изменить свойства изолирующих элементов, в другом случае потребуется сделать перестановку изоляторов, а также ввести дополнительные демпфирующие элементы, а иногда необходимо кардинально изменить конструктивную схему подопорных конструкций виброизолированного ФТА или здания турбины в целом.

В случае принципиального изменения конструктивных схем подопорных конструкций виброизолированного ФТА или здания турбины в целом после определения варианта модели с наиболее благоприятными значениями критических выходных параметров, возможно повторение шагов методики с пятого по одиннадцатый, с целью оптимизации итогового конструктивного решения. В данном случае за базовую модель принимается ранее выбранный вариант модели с наиболее благоприятными значениями критических выходных параметров, и варьируются некоторые параметры модели с сохранением основной конструктивной схемы базовой модели.

12. Утверждение выбранного варианта как рабочего. В случае положительных результатов прохождения шагов 10 и 11.А методики можно утверждать выбранный вариант конструктивного решения виброизолированного ФТА для рабочего проектирования.

4.2 Пример реализации методики по ветви 11А

Приведем теперь пример реализации методики по позитивному пути - по ветви 11.А.

На рисунке 4.2, представлена типичная современная компоновка машинного зала АЭС. Здание турбины представляет собой каркасное здание, состоящее из мощной фундаментной

плиты, колонн, стен, фундамента турбоагрегата. По колоннам крайних рядов устраиваются подкрановые пути, на которых работает мостовой кран большой грузоподъемности. Кровля устраивается по металлическим фермам.

Рисунок 4.2 — Компоновка машинного зала АЭС [97]

Большинство фундаментов мощных турбоагрегатов проектируются в виброизолированном исполнении. Упрощенная схема поперечного разреза здания турбины с виброизолированным ФТА в составе представлена на рисунке 4.3. Подобное виброизолированное исполнение ФТА встречается в проектах атомных (ЛАЭС-2, Нововоронежская АЭС, Ханхикиви-1, ПАКШ-2, АЭС Эль-Дабаа, АЭС Руппур) и тепловых электростанций (ТЭС).

К достоинствам виброизоляции можно отнести:

- Каркас машинного зала более жесткий за счет единой фундаментной плиты, и того, что колонны всего здания связаны в единую систему;

- Не нужен второй ряд колонн под ФТА;

- Прогиб валопровода, ведущий к увеличению вибрации, вызываемый неравномерными осадками при строительстве на нескальных основаниях легко компенсируется выравнивающими пластинами.

Таким образом, виброизолированное исполнение фундамента турбоагрегата включает в себя виброизоляторы непосредственно под фундаментом турбоагрегата и пружины под конденсатором (быстроходная машина ЛМЗ).

Рисунок 4.3 — Схема здания турбины с виброизолированнымФТА

Существует несколько различных вариантов соединения турбины и конденсаторов в зависимости от производителей:

- жесткое соединение турбины и конденсаторов (производитель ЛМЗ, турбина К-1000, К-1200, 3000 об/мин). В данном случае для компенсации температурных деформаций конденсаторы снизу ставятся на пружинные изоляторы;

- гибкое соединение турбины и конденсаторов через гибкий уплотнитель (производитель ЛЫош или ЛМЗ для Курской АЭС). В данном случае конденсатор снизу ставится на жесткие опоры.

Существует несколько различных видов сейсмоизоляторов. Наиболее распространенные представлены ниже на рисунках 4.4-4.8. Выбор именно пружинных изоляторов (рисунки 4.74.8) для изоляции фундамента турбоагрегата объясняется тем, что изоляторы выполняют в первую очередь функцию виброизоляции. Слайдерные сейсмоизоляторы (рисунок 4.6) имеют

очень высокую вертикальную жесткость, а значит не могут использоваться с целью виброизоляции. Эластомерные изоляторы (рисунки 4.4-4.5) имеют меньшую вертикальную жесткость, чем слайдерные, но более высокую, чем пружинные. Кроме того, при использовании эластомерных изоляторов возникают проблемы, связанные со старением и пожароопасностью эластомеров.

Пружинные виброизоляторы бывают двух основных типов: с демпферами и без демпферов. Соотношение горизонтальных и вертикальных жесткостей у пружинного виброизолятора находится в пределах от 1 к 1 до 1 к 6,5.

Более подробно классификация сейсмоизоляторов приведена в работе [89].

отверстия под анкерные болты, необходимые для закрепления опоры к субструктуре и суперструктуре

листы резины

опорные пластины, закрепляемые к субструктуре и суперструктуре

резиновая оболочка, защищающая внутренние слои резины и металла

стальные пластины

Рисунок 4.4 — Эластомерный изолятор

отверстия под анкерные болты, необходимые для закрепления опоры к субструктуре и суперструктуре

отверстия поя шпонки

опорные пластины, субструктуре и супе|

стальные пластины

пластины резины

Рисунок 4.5

— Эластомерный изолятор со свинцовым сердечником

Рисунок 4.6 — Слайдерный изолятор

Рисунок 4.7 — Пружинный изолятор

Рисунок 4.8 — Пружинный изолятор с демпфером

Основные характеристики комплексной модели:

- быстроходный турбоагрегат К-1200, мощностью 1200 МВт, 3000 об/мин, производитель ЛМЗ;

- распределение масс турбоагрегата представлено в нагрузочном задании, общая масса виброизолированного ФТА с оборудованием составляет 8285 т;

-здание турбины имеет размеры в плане 124x73 м, массу 154400 т. Бетон строительных конструкций класса В25. Детальные размеры конструкций представлены в комплекте строительных чертежей здания турбины;

- сейсмические условия площадки - пиковое ускорение на свободной поверхности грунта в горизонтальном направлении 0,15g. Исходное сейсмическое воздействие - 6-ти компонентная акселерограмма. Акселерограмма прикладывается к нижней поверхности фундаментной плиты: влияние грунта при расчете учитывать не требуется, нижняя плита предполагается абсолютно-жесткой;

- требование заказчика: сохранение прочности и работоспособности турбоагрегата при прохождении землетрясений до интенсивности 0,15g включительно;

- дополнительное технологическое требование по ограничению значений максимальных сейсмических перемещений конденсаторов величиной 15 мм.

В качестве критических выходных параметров выбраны следующие величины:

- значения максимальных сейсмических ускорений в осевом направлении на отметке установки турбоагрегата;

- значения максимальных горизонтальных сейсмических деформаций изоляторов под

ФТА;

- значения максимальных горизонтальных сейсмических деформаций изоляторов под конденсаторами.

В качестве дополнительного параметра, не являющегося критическим, сравним величины максимальных сейсмических ускорений на конденсаторах.

Допустимые значения критических выходных параметров, следующие:

- максимально-допустимое значение сейсмического ускорения в осевом направлении на отметке установки турбоагрегата составляет 0,2§;

- максимально-допустимое значение горизонтальных сейсмических деформаций изоляторов под ФТА составляет 27 мм, обусловлено технологическими требованиями и требованием производителя изоляторов и демпферов;

- максимально-допустимое значение горизонтальных сейсмических деформаций изоляторов под конденсаторами составляет 15 мм, обусловлено технологическими требованиями.

Для моделирования и последующего расчета выбран метод конечных элементов (МКЭ). Для вычисления сейсмических спектров ускорений и величин сейсмических перемещений будет использован метод прямого интегрирования уравнений движения.

Моделирование конечно-элементной расчетной схемы проводится в программе МБС/РАТКАК, расчеты проводятся в программе МБСМЛБТКЛК.

MSC/PATRAN/NASTRAN - пакет программ общего назначения для решения инженерных задач методом конечных элементов в форме метода перемещений. Комплекс включает в себя:

- линейный статический анализ;

- статический анализ с учетом нелинейности свойств материала и процесса деформирования (физическая и геометрическая нелинейность);

- анализ нестационарных процессов с учетом физической и геометрической нелинейности;

- определение собственных частот и форм колебаний, анализ устойчивости;

- прямой и модальный частотный анализ от случайного возбуждения;

- прямой и модальный анализ нестационарных процессов;

- линейный статический и частотный анализ с учетом циклической симметрии;

- линейный и нелинейный стационарный теплообмен;

- нестационарный теплообмен;

-аэроупругость;

- многоуровневые суперэлементы;

- чувствительность формы и оптимизация;

- акустика.

Разработчиком данного программного обеспечения является

MSC.S oftwareC orporati onGmbH (Германия).

Программа имеет сертификат ISO9001, удовлетворяет требованиям NRC: «Title 10, Code of Federal Regulations, Part 50, Appendix B, Quality Assurance Criteria for Nuclear Power Plants» и «Title 10, Code of Federal Regulations, Part 21, Reporting of Safety Related Defects and Non-Compliances». MSC/NASTRAN имеет аттестацию и в Российском ГАН.

MSC/PATRAN/NASTRAN постоянно развивается и совершенствуется с внесением новых возможностей. Программа позволяет получать подробную документацию.

Эффективность MSC/NASTRAN обеспечивается за счет использования современной технологии баз данных, современной техники работы с разреженными матрицами и современными методами численного анализа. Данный программный комплекс широко используется в мире в аэрокосмической, энергетической, транспортной, строительной отраслях, а также в общем машиностроении.

В связи с вышеизложенным, а также учитывая личный опыт работы данном программном комплексе, автором принято решение использовать MSC/PATRAN/NASTRAN для проведения сейсмических расчетов виброизолированного ФТА.

В качестве основного метода расчета используется метод прямого интегрирования уравнений движения, реализуемый в MSC/PATRAN/NASTRAN.

На рисунках 4.9-4.10 представлены конечно-элементная модель здания турбины и конечно-элементная модель фундамента турбоагрегата и подопорных конструкций.

Рисунок 4.9 — Конечно-элементная модель здания турбины

Рисунок 4.10 — Конечно-элементная модель фундамента турбоагрегата и подопорных

конструкций

Расчетная схема имеет около 300000 неизвестных. Примыкающее к зданию турбины здание электроснабжения, а также верх здания турбины моделировались упрощенно для снижения числа неизвестных.

Всего изолирующих элементов под ФТА 94, под каждым из четырех конденсаторов по 4 постамента для размещения изоляторов.

При применении метода прямого интегрирования уравнений движения использовались следующие шаги интегрирования:

-1=0,001 с при вычислении спектров отклика ускорений;

- 1=0,005 с при вычислении сейсмических перемещений.

Общая система дифференциальных уравнений движения системы с п степенями свободы при сейсмическом воздействии в матричном виде описывается формулой 4.1:

[М][и] + [С]* [и] + [К] [и] = -[М][йСейсм]- (4.1)

Матрица диссипации энергии описывается формулой 4.2:

[С]* = [С1] + [С2], (4.2)

где [С1] - Релеевское затухание (общее затухание в системе), вычисляемое по формуле 4.3:

[С1] = а • [М] + р- [К], (4.3)

[С2] - затухание в вязких демпферах.

Метод прямого интегрирования уравнений движения позволяет корректно учесть сосредоточенные демпферы. Общее затухание в системе принято 4%. Из эквивалентности на двух частотах получены значения а и Р для затухания по Релею. Альфа принята 0. Значение общего демпфирования мало (затухание в металлических пружинах, в присоединенных трубопроводах и проводах). Демпферы моделировались специальными элементами вязкого трения в расчетной модели.

Для получения осредненных спектров на исследуемых уровнях, на каждой из отметок был взят набор из нескольких точек (узлов конечно-элементной модели) для вычисления спектров. На подопорных конструкциях фундамента турбоагрегата и на отметке установки турбоагрегата взято по 12 точек, рисунок 4.11 . На отметке установке конденсаторов и на конденсаторах взято по 8 точек, рисунок 4.12. Сравнительный анализ проводится по осредненным поэтажным спектрам с 5%-ым затуханием, которые были построены с расширением, но без снижения пиков.

Рисунок 4.11 — Узлы на отметке установки оборудования

1111111111

1п-|-а[р-!-н! 1 !□ "I" ®! _

Ш| 1 д ___V.IL___Л-____ 1 И, _____+!___ 1____ + 1 1 г . о И ! |Ф 1 1 1 -----—(г- О1 I____,'Й

Г 1 н г ____1

т® т □¡1® _ г_пГ | _ 11й _1_ п Т

1 1 — 1 — 1 \ \ . | | | 1 1 ■ 1 1 1 1 ■ 1 1 1 1

Рисунок 4.12 — Узлы под и над изоляторами под конденсаторами

Деформации в виброизоляторах были определены для 4 виброизоляторов под фундаментом турбоагрегата, рисунок 4.13 и для 4 виброизоляторов под конденсатором, рисунок 4.14. В результатах представлены графики и значения деформаций тех виброизоляторов, где взаимные смещения достигают максимальных значений.

Рисунок 4.13 — Узлы для выдачи перемещений в виброизоляторах ФТА

Рисунок 4.14

— Узлы для выдачи перемещений в виброизоляторах под конденсаторами

В базовой расчетной модели все изоляторы под ФТА и под конденсаторами считаются пружинными. Расстановка изоляторов под ФТА выполняется инженером-строителем, ответственным за проектирование виброизолированного ФТА и осуществляется исходя из распределения масс и обеспечения равномерных осадок ФТА. Пружинные изоляторы под конденсаторами обычно идут в составе турбоагрегата.

Существует два основных принципа сейсмозащиты:

- снижение низших собственных частот

- увеличение затухания

Иллюстрирующий вышесказанное график изображен на рисунке 4.15.

Рисунок 4.15 — Спектры отклика сейсмического воздействия при различных затуханиях

Для достижения первого из принципов, в идеальном случае, нужно снизить до нуля горизонтальную жесткость, то есть получить нулевые первые собственные частоты. Однако горизонтальная и вертикальная жесткость изоляторов связаны соотношением, как минимум 1 к 6,5. При этом вертикальная жесткость изоляторов связана с несущей способностью изоляторов. Несущей способности всех изоляторов должно быть достаточно для восприятия собственного веса железобетонных конструкций фундамента и массы турбоагрегата, давая при этом осадки не более 18-32 мм, в зависимости от типа применяемых изоляторов. Таким образом, используя первый принцип сейсмозащиты, за счет снижения низших собственных частот мы снижаем сейсмические ускорения, однако этого может быть недостаточно. Кроме того, при снижении частот колебаний происходит рост сейсмических перемещений.

Для последующего снижения сейсмических ускорений (и перемещений) увеличивается затухание в системе путем установки вязко-упругих демпферов. Однако дополнительное затухание, получаемое таким образом возможно увеличивать лишь до определенных пределов.

Гц

Во-первых, вертикальная несущая способность у пружинно-демпферного элемента на 40-50% ниже, чем у пружинного, при этом конструктивные и геометрические ограничения не позволяют поставить дополнительные изоляторы.

На рисунках 4.16 и 4.17 представлены фотографии расстановки виброизоляторов под фундамент турбоагрегата и под конденсатор соответственно. На них очень хорошо видны геометрические конструктивные ограничения на количество устанавливаемых виброизоляторов и демпферов. Очевидно, что количество виброизоляторов и демпферов, которые теоретически-возможно поставить резко ограничено геометрией конструкций.

Рисунок 4.16 — Виброизоляция фундамента турбоагрегата

Рисунок 4.17 — Виброизоляция конденсатора

Во-вторых, реальные жидкостные демпферы не являются идеально-вязкими, и на высоких частотах 50-100 Гц обладают заметной приведенной динамической жесткостью. В

связи с этим сильное увеличение числа демпферов приводит к падению качества виброизоляции.

При строительстве в несейсмичных районах, в виброизолированном фундаменте с 80 виброизоляторами ставятся обычно 15 пружинно-демпферных опор, для снижения колебаний в переходных режимах - при пуске и останове, и при аварийных режимах: вылет лопатки, короткое замыкание и так далее. Например, для ЛАЭС-2 с сейсмичностью 6 баллов по MSK (несейсмичный район) соотношение пружинно-демпферных изоляторов к пружинным было около 20%.

При строительстве в сейсмичных районах, с сейсмичностью 7 баллов по MSK и выше, в виброизолированном фундаменте соотношение пружинно-демпферных изоляторов к пружинным возрастает до 30-40%. Демпферы под ФТА в данном случае помимо снижения колебаний в переходных режимах - при пуске и останове, и при аварийных режимах работы турбоагрегата также снижают амплитуды колебаний и максимальные спектральные ускорения при сейсмическом воздействии.

Помимо базовой расчетной модели разработано четыре альтернативные варианта расчетной модели. Принципиальные схемы расчетных моделей представлены на рисунке 4.18.

Рисунок 4.18 — Принципиальная схема здания турбины и виброизолированного фундамента

турбоагрегата

Далее представлены описания всех вариантов расчетных схем, начиная с базового: - первый вариант принят за базу: ФТА и конденсаторы изолированы только пружинными

изоляторами. Всего пружинных изолирующих элементов под ФТА-94 (уровни 3-4 на рисунке 4.18), под каждым из конденсаторов по 4 пружинных изолятора (уровни 1-2 на рисунке 4.18);

- второй вариант содержит пружинные и пружинно-демпферные изоляторы под ФТА и только пружинные под конденсаторами. Под ФТА 62 пружинных и 32 пружинно-демпферных изолятора (уровни 3-4 на рисунке 4.18), под каждым из конденсаторов по 4 пружинных изолятора (уровни 1-2 на рисунке 4.18);

- третий вариант содержит пружинные и пружинно-демпферные изоляторы под ФТА и только пружинные под конденсаторами. Под ФТА 62 пружинных и 32 пружинно-демпферных изолятора (уровни 3-4 на рисунке 4.18), под каждым из конденсаторов по 4 пружинных изолятора с увеличенной вдвое горизонтальной жесткостью (уровни 1-2 на рисунке 4.18);

- четвертый вариант содержит пружинные и пружинно-демпферные изоляторы под ФТА и только пружинные под конденсаторами. Под ФТА 62 пружинных и 32 пружинно-демпферных изолятора (уровни 3-4 на рисунке 4.18), под каждым из конденсаторов по 4 пружинных изолятора, а также добавлено по 8 демпферов (уровни 1-2 на рисунке 4.18);

- пятый вариант содержит пружинные и пружинно-демпферные изоляторы под ФТА и только пружинные под конденсаторами. Под ФТА 62 пружинных и 32 пружинно-демпферных изолятора (уровни 3-4 на рисунке 4.18), под каждым из конденсаторов по 4 пружинных изолятора с увеличенной вдвое горизонтальной жесткостью, а также с добавлением 8 демпферов (уровни 1-2 на рисунке 4.18).

Под ФТА добавлено максимально возможное количество пружинно-демпферных элементов: 32 блока. Их количество ограничено требуемым значением суммарной несущей способности изоляторов, а также геометрическими конструктивными ограничениями.

Таким образом, во втором, третьем, четвертом и пятом вариантах ФТА изолирован 62 пружинными, и 32 пружинно-демпферными блоками. Отличие заключается в изоляции конденсаторов:

- во втором варианте конденсаторы изолированы пружинами стандартной жесткости по горизонтали kx,y и по вертикали kz. Пружины идут в составе конденсаторов;

- в третьем варианте конденсаторы изолированы пружинами с увеличенной вдвое горизонтальной жесткостью 2k^y, с сохранением жесткости по вертикали kz. Использованы пружины фирмы «GERB»;

- в четвертом варианте конденсаторы изолированы пружинами стандартной жесткости по горизонтали k^y и по вертикали kz, а также демпферами фирмы «GERB»;

- в пятом варианте конденсаторы изолированы пружинами с увеличенной вдвое горизонтальной жесткостью 2 k^y, с сохранением жесткости по вертикали kz, а также демпферами фирмы «GERB».

Каждый из добавленных под конденсаторы демпфирующих элементов имеет величину демпфирования 1000 кНс/м в горизонтальном направлении и 430 кН-с/м в вертикальном направлении.

Далее проводятся проверки расчетных схем всех альтернативных вариантов модели и, после успешного тестирования расчетных схем и отсутствии ошибок, проводятся вычислительные эксперименты для всех рассматриваемых вариантов.

М8С/КА8ТЯАК может выдать результаты расчета в графическом виде и в текстовом. Пример результатов в графическом виде представлен ниже. На рисунке 4.19 представлен график результатов расчетов ускорения одного из узлов, на рисунке 4.20- графики спектров в одном из узлов.

Время, с

Рисунок 4.19 — График ускорения узла №69388 в направлении глобальной оси «X»

0,2 0,3 0,5 0,7

Рисунок 4.20 — Спектр отклика ускорений по направлению «Х» в узле №69388

Для последующей обработки и сравнительного анализа используются текстовые файлы результатов. Полученные наборы спектров отклика ускорений в каждом из выбранных ранее узлов обрабатываются специальным образом для получения поэтажных спектров отклика сейсмических ускорений [49]. Последующая работа с поэтажными спектрами отклика сейсмических ускорений, а также с значениями сейсмических перемещений производится в Microsoft Excel.

Анализ и сопоставление результатов расчета спектров производился по поэтажным спектрам с 5%-ым затуханием, полученным как среднее всех спектров на данной отметке, с расширением пиков на 15%. Дополнительное снижение пиков не производилось.

На рисунках 4.21-4.22 представлены графики сейсмических спектров отклика ускорений на отметке установки турбоагрегата в осевом направлении и на конденсаторах в поперечном направлении.

В таблице 4.1 представлены результаты расчетов спектров сейсмических ускорений с 5%-ым затуханием.

ОД 1 10 100

Рисунок 4.21 — Спектр отклика сейсмических ускорений на турбоагрегате, в осевом направлении, для различных вариантов расчетной схемы

А, м/с2

и

Спектр отклика на конденсатора, поперечное направление

16 14 12 10

4 2 0

Вариант -Вариант 1 -Вариант 2 Вариант 3 -Вариант 4 —Вариант 5

1 г-

1 \

I V

/ \ N

н -1

1;гц

ОД 1 10 100

Рисунок 4.22 — Спектр отклика сейсмических ускорений на конденсаторах, в осевом направлении, для различных вариантов расчетной схемы

Таблица 4.1 — Пиковые ускорения и УНП спектров с 5%-ым затуханием

Под ФТА

Направление Номер варианта

1 2 3 4 5

Пиковое ускорение, м/с2 X 16,35 7,64 6,98 6,88 6,77

У 15,63 5,59 5,88 5,61 5,79

ъ 17,17 10,45 11,33 9,14 9,35

УНП, м/с2 X 3,22 1,64 1,63 1,57 1,50

У 3,20 1,72 1,86 1,73 1,78

ъ 3,12 2,21 2,28 2,06 2,07

Под конденсаторами

Направление Номер варианта

1 2 3 4 5

Пиковое ускорение, м/с2 X 16,81 10,48 7,47 3,05 2,95

У 10,22 3,61 3,18 2,71 2,76

ъ 12,82 8,00 8,18 6,27 6,14

УНП, м/с2 X 3,81 2,13 1,72 1,29 1,24

У 3,45 1,96 2,22 1,03 1,03

ъ 2,50 1,76 1,78 1,58 1,57

Введение демпферов в дополнение к пружинным изоляторам только под ФТА снижает как максимальные спектральные ускорения, так и величину пиковых сейсмических ускорений на отметке установки турбоагрегата в 2 раза. Изменение жесткостей пружинных элементов под конденсаторами, а также добавление под конденсаторы демпферов практически не влияют на значения максимальных спектральных ускорений и величину пиковых сейсмических ускорений на отметке установки турбоагрегата. Спектры на рисунке 4.21 для 2, 3, 4 и 5 вариантов практически совпадают.

Введение демпферов в дополнение к пружинным изоляторам только под ФТА снижает пиковые сейсмические ускорения на конденсаторах в 1,5-1,8 раз: варианты 2 и 3 на рисунке 4.22. Увеличение горизонтальной жесткости пружин увеличивает основные частоты колебаний конденсаторов и приводит к росту пиковых ускорений в 1,5 раза: вариант 3 по сравнению с вариантом 2 на рисунке 4.22. Введение демпферов под конденсаторы резко снижает максимальные спектральные ускорения на конденсаторах в 3-4 раза. Величины пиковых сейсмических ускорений на конденсаторах с введением демпферов под конденсаторы также снижаются в 2 раза.

Для конденсаторов из двух параметров ускорения и перемещения более критичным параметром является значение максимальных сейсмических перемещений.

На рисунках 4.23-4.27 представлены графики деформаций в одном из виброизоляторов под ФТА по трем осям: синим цветом по оси «Х», красным - по оси «У», зеленым по оси для пяти рассматриваемых вариантов расчетной схемы.

О 2 4 6 8 10 12 14

Рисунок 4.23 — Деформации изолятора под ФТА, вариант 1

0 2 4 6 8 10 12 14

Рисунок 4.24 — Деформации изолятора под ФТА, вариант 2

Рисунок 4.25 — Деформации изолятора под ФТА, вариант 3

2 4 6 8 10 12 14

Рисунок 4.26 — Деформации изолятора под ФТА, вариант 4

0 2 4 6 8 10 12 14

Рисунок 4.27 — Деформации изолятора под ФТА, вариант 5

Введение демпферов под ФТА с точки зрения его сейсмостойкости однозначно необходимо. Сейсмические смещения снижаются более чем в 3,5 раза. При этом варьирование жесткостей и демпфирования под конденсаторами не оказывает существенного влияния на деформации изоляторов под ФТА: варианты со 2 по 5. Горизонтальные деформации не превышают 30 мм.

На рисунках 4.28-4.32 представлены графики деформаций в одном из виброизоляторов под конденсатором по 3-ем осям: синим цветом по оси «Х», красным - по оси «У», зеленым по оси для пяти рассматриваемых вариантов расчетной схемы.

О 2 4 б 8 10 12 14 16 1, с

Рисунок 4.28 — Деформации изолятора под конденсатором, вариант 1

Д1Т, мм

30

20 10 0 -10

-20 -30

Деформации изолятора под конденсатором

—их -—1Ту —№