автореферат диссертации по строительству, 05.23.07, диссертация на тему:Обоснование прочности и устойчивости трубобетонных конструкций опорных блоков морских стационарных платформ при квазистатических и периодических внешних воздействиях

На правах щкописи

ШЕХОВЦОВ Вячеслав Афанасьевич

ОБОСНОВАНИЕ ПРОЧНОСТИ И УСТОЙЧИВОСТИ ТРУБОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ОПОРНЫХ БЛОКОВ МОРСКИХ СТАЦИОНАРНЫХ ПЛАТФОРМ ПРИ КВАЗИСТАТИЧЕСКИХ И ПЕРИОДИЧЕСКИХ ВНЕШНИХ ВОЗДЕЙСТВИЯХ

Специальности: 05.23.07 - Гидротехническое строительство 05.23.01 - Строительные конструкции, здания и сооружения

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание учёной степени доктора технических наук

2 5 НОЯ 2010

Санкт-Петербург 2010

004614108

Работа выполнена в ГОУ ВПО «Санкт-Петербургский государственный архитектурно-строительный университет»

Научный консультант:

доктор техн.наук, профессор, Заслуженный деятель науки и техники РФ Санжаровский Р. С.

Официальные оппоненты:

доктор техн. наук, профессор Лалии Владимир Владимирович Санкт-Петербургский государственный политехнический университет

доктор техн. наук, профессор Литоное Олег Евгеньевич Государственный научный центр РФ «ЦНИИ им.академика А.Н.Крылова»

доктор техн. наук, профессор Храпков Анатолий Александрович Открытое акционерное общество «ВНИИГ им.Б.Е.Веденеева»

Ведущая организация

ОАО «ЛенморНИИПроект»

Защита состоится 2010 г. в -/0 часов на заседании

объединенного диссертационного совета ДМ 512 001.01 при ОАО «ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева» по адресу: 195220, г. Санкт-Петербург, Гжатская ул., 21., пом. 407.

С диссертацией можно ознакомиться в Фундаментальной библиотеке ОАО «ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева»

Автореферат разослан _2010 г.

Ученый секретарь диссертационного совета кандидат технических наук, старший научный сотрудник

Т.В. Иванова

Общая характеристика работы

Актуальность темы. Оскудение запасов углеводородного топлива на суше увеличивает интенсивность освоения морских нефтегазовых месторождений. Основным элементом обустройства этих месторождений являются морские стационарные платформы (МСП). Конструктивные формы платформ характеризуются не только особенностями внешнего вида, но и применением различных конструкций и конструкционных материалов в несущих элементах опорных блоков: стали, бетона, железобетона, а также трубобетона.

Трубобетон - это конструктивный элемент, состоящий из трубы (одной или нескольких), заполненных цементным раствором, либо бетоном. При строительстве МСП трубобегонные конструктивные элементы используются как для свай, так и для несущих конструкций опорных блоков.

Конструкций из композиционных материалов "сталь-бетон-сталь" способны выдерживать большие гидростатические нагрузки, совместно с горизонтальным силовым воздействием ветровых волн, льда, ветра.

Преимуществами трубобетонных конструкций по сравнению с традиционными железобетонными являются: большая несущая способность при наличии растягивающих напряжений, особенно при изгибе, с сохранением водонепроницаемости; высокая деформативность и энергопоглощение под нагрузкой, а также высокая технологичность.

Расчет несущей способности сжатого комплексного трубобетонного конструктивного элемента платформы в известных отечественных и зарубежных исследованиях выполняется по упрощенной расчетной схеме вне-центренно сжатого стержня, в которой действие поперечной нагрузки заменяется действием эквивалентных концевых моментов. Результаты расчетов в этом случае не соответствуют действительному уровню загруже-ния элемента в предельном состоянии по потере устойчивости.

С освоением глубинных месторождений при расчете конструкций опорных блоков МСП возникли проблемы с определением величин динамических реакций сооружений от случайного волнового воздействия. Инструментальные наблюдения за колебаниями платформ установили нелинейные зависимости перемещений опорных блоков и свайных оснований от периодических внешних сил и сил взаимодействия конструкций с водной и грунтовыми средами. От качества моделей, описывающих динамическое силовое воздействие волн на опорные блоки, зависит степень достоверности в определении напряженно-деформированного состояния (НДС) конструкций МСП. Гидротехнические сооружения, эксплуатирующиеся на глубинах свыше 100 м, следует рассматривать как гибкие с периодом собственных колебаний конструкции Т, близким к среднему периоду т расчетного морского волнения.

Повышенная массивность опорных конструкций и размеры в плане придонной части опорных блоков МСП есть не что иное, как особый кон-

структорский, зачастую нормированный способ линеаризации целого ряда нелинейностей, например:

нелинейности диаграмм зависимости ст - е конструкционных материалов блоков МСП;

нелинейности деформирования фундаментной части МСП с грунтовым основанием;

нелинейности сил сопротивления, возникающих при взаимодействии конструкций МСП с водной средой - сил, обусловленных ударами волн.

Работы, учитывающие те или иные частные случаи нелинейностей, показали, насколько сложны эта задачи. Трудности возникают вследствие того, что в нелинейных системах не выполняется принцип суперпозиции. Если возмущающая сила £)"03м/(/) разложена в ряд Фурье, то ее действие в нелинейной системе не эквивалентно сумме действий каждого члена этого ряда. Важным является также тот факт, что резонансная частота колебаний нелинейной системы зависит от амплитуды колебаний.

Использование различного рода линеаризаций при решении дифференциальных уравнений вынужденных изгибных колебаний стоек, моделирующих опорные блоки МСП, показало, что в диапазонах частот, близких к резонансным, линеаризованные решения неприемлемы.

Очевидно, решение научных проблем, связанных с определением несущей способности конструкций трубобетонных опорных блоков МСП при действии квазистатических и периодических нагрузок с учетом нелинейных факторов является актуальным.

Цель работы состоит в совершенствовании расчетного обоснования при проектировании трубобетонных блоков МСП с целью повышения их надежности и экологической безопасности, учитывающего в совокупности ряд нелинейных факторов:

физическую нелинейность материалов опорных блоков; нелинейность взаимодействия свайного фундамента с грунтом; геометрическую нелинейность;

вертикальное смещение сил тяжести при поперечных колебаниях; нелинейные взаимодействия конструкций опорного блока со случайными ветровыми морскими волнами.

В диссертации выполнено научное обоснование новых расчетных методик статического расчета трубобетонных опорных блоков МСП и расчета их нелинейных, в том числе случайных колебаний.

Новые научные результаты, полученные лично автором и выносимые на защиту, сводятся к следующему:

в качестве объекта исследования впервые были запроектированы и изготовлены плоские трубобетонные панели опорных блоков с бесфасо-ночным соединением трубчатых элементов в узлах;

предложена новая конструктивная форма гибкого опорного блока МСП в виде отдельно стоящих конических стоек, изготовленных из сталь-

ных труб большого диаметра с бетонным заполнением межкольцевого пространства — моноподный опорный блок для освоения шельфовых месторождений на глубинах более 200 м;

запроектирована и изготовлена специальная экспериментальная установка для исследования изменения НДС трубобетонных моноподных колонн сплошного сечения при одновременном воздействии продольных и поперечных статических нагрузок вплоть до наступления критического состояния по потере устойчивости.

предложено расчетное обоснование моделей сжато-изогнутого тру-бобетонного пояса панели опорного блока МСП при проведении экспериментально-теоретической оценки их несущей способности в период эксплуатации при проведении работ по усилению деформировавшихся конструкционных элементов или при усилении чисто трубчатых опорных блоков, имеющих значительный коррозионный износ;

обоснована расчетная методика эквивалентных модулей деформации трубобетонных конструктивных элементов опорных блоков МСП, позволяющая эффективно использовать традиционные расчетные методы линейной строительной механики в методах конечного элемента (МКЭ) для учета нелинейных упругопласгических деформаций трубобетонных опорных блоков;

предложен и экспериментально обоснован расчетный метод получения значений эквивалентных модулей деформации на основе выведенных систем дифференциальных уравнений, характеризующих НДС трубобетонных конструкций с учетом развития упруго-пластических деформаций;

обоснована расчетная методика исследования поведения МСП при гармоническом и случайном волнениях. При этом интегрально учитывается ряд нелинейных факторов - упругопластические деформации материалов; нелинейность, обусловленная учетом вертикальных перемещений узлов; нелинейное взаимодействие конструкций опорного блока с морской средой и основанием с учетом случайных факторов;

выведены системы дифференциальных уравнений, учитывающих указанные выше типы нелинейностей, и составлены компьютерные программы для получения численных результатов;

проведены численные эксперименты, позволившие определить амплитудно-частотные характеристики нелинейных случайных колебаний опорных блоков МСП, получены необходимые для практических расчетов значения коэффициентов динамичности;

обоснована теория динамического поведения МСП — трубобетонно-го монопода, в поперечном сечении состоящего из нескольких стальных колец и бетонного заполнения межкольцевого пространства;

впервые представлено расчетное обоснование определения несущей способности трубобетонных опорных блоков МСП по первому предельному состоянию при продольно-поперечных статических и динамических воздействиях.;

Достоверность результатов подтверждается использованием достоверных или общепризнанных гипотез, строгими математическими методами численного интегрирования систем дифференциальных уравнений, экспериментальными исследованиями и сопоставлением результатов диссертации с результатами, полученными другими исследователями.

Практическое значение. Практическая значимость состоит в разработанном расчетном обосновании прочности, устойчивости и колебаний трубобетонных опорных блоков морских стационарных платформ. Все теоретические результаты обоснованы и представлены в виде графиков и табличных значений коэффициентов динамичности, удобных при проектировании. Разработанные расчетные программы позволяют вычислять значения эквивалентных модулей, частоты, амплитуды колебаний и учитывать различные нелинейные факторы в реальных проектах при расчетах по первому предельному состоянию. Результаты исследований использовались при проектировании трубобетонных ледостойких платформ во ВНИПИШельфе и технологических морских площадок в ЛенМорНИИ-Проекте.

Апробация работы. Результаты работы докладывались на семинарах кафедры «Теоретическая механика» СПбГАСУ в 1981 - 1985 гг., на всесоюзной конференции «Морские сооружения континентального шельфа» (Севастополь 1989 г.), на научных конференциях профессорско-преподавательского состава СПбГАСУ (2000 г., 2001 г., 2004 г., 2005 г.), на международной научно-технической конференции молодых ученых (Санкт-Петербург, 2001 г.), на III международной конференции «Нелинейная динамика механических и биологических систем» (Саратов 2003 г.), на международной конференции"АЙуапсес! Problems in Mechanics", Summer School-Conference, GAMM, (St.Petersburg, 2005), на международной конференции"У«1иа1 Development of Products and Processes" (Magdeburg, 2005), на международной конференции "Четвертые Поляховские чтения», Санкт-Петербург, 2006, на Всероссийском семинаре по аэрогидродинамике, 5-7 февраля 2008 (Санкт-Петербург).

Публикации. По теме диссертации опубликованы 24 научных статьи, в том числе восемь в рецензируемых изданиях, рекомендованных ВАК РФ, и 2 монографии объемом 32,9 условных печатных листа.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 6 глав, заключения, приложения и списка литературы. Работа изложена на 302 листах, содержит 94 рисунка и 49 таблиц. Список литературы составлен из 291 источника.

Краткое содержание диссертации

Во введении представлено обоснование важности проблемы, ее значимости, сложности решения:

обоснована актуальность исследования изменения НДС комплексных трубобетонных конструктивных элементов опорных блоков МСП при

нелинейных воздействиях путем применения результатов численного решения с использованием эквивалентных модулей в последующем типовом расчете МКЭ в варианте метода сил при квазистатическом нагружении;

обоснована актуальность исследования динамического поведения МСП при случайных волновых воздействиях с учетом целого ряда нели-нейностей в конструкционных материалах платформы, в зонах контакта конструкций с грунтом, в силах взаимодействия с водной и воздушной средами;

сформулированы цель работы, определены ее новизна, практическая ценность и эффективность результатов, перспективы дальнейшего развития.

решение обозначенных задач позволяет обновить и совершенствовать нормативную базу проектирования трубобетонных опорных блоков МСП как решетчатых, так и моноподных.

Первая глава посвящена краткому анализу развития конструкций сооружений МСП как за рубежом, так и в нашей стране.

Современные МСП сооружаются с использованием различных материалов: металла, железобетона, композитных материалов.

Функциональные свойства всех типов МСП обеспечиваются работой их конструктивной формы и, как правило, геометрия платформы, ее жесткостные и прочностные характеристики должны соответствовать результатам анализа поведения сооружения под действием доминирующих силовых воздействий. Для МСП таковыми являются воздействия, связанные с инерционными проявлениями движения МСП - волновые, ледовые, сейсмические, ветровые. Величина перемещения опорных конструкций МСП под действием динамических сил позволяет найти степень ее податливости.

Приводится классификация МСП по различным признакам. Выделяются три основных группы МСП, которые определяют различные способы расчета этих гидротехнических сооружений:мелководные МСП; глубоководные платформы;гибкие сооружения.

Мелководные платформы рассматриваются как конструкции, воспринимающие статические либо квазистатические нагрузки от волн.

Эти сооружения состояли, как правило, из двух опорных — островных сооружений. Одно предназначалось для выполнения производственных задач, другое - для обеспечения жизнедеятельности персонала. Блоки соединялись переходным мостиком. В 50-е годы глубину освоения морских месторождений подобными МСП довели до 30,0 м, но при этом стали проявляться конструктивные недостатки: платформы имели в плане частое расположение вертикальных опор с большим количеством свай, что стало вызывать значительные силовые воздействия при штормах; конструктивные элементы в узлах соединялись с помощью листовых фасонок, и работа узла при таком решении стала определять предельное состояние конструкции в целом.

Глубоководные платформы, как новая конструктивная форма, появились в 60-х годах прошлого века. При глубинах месторождений от 90 до 100 м стало применяться моноблочное стальное опорное обоснование. При расчете таких конструкций использовались новые подходы при определении силовых волновых воздействий, учитывающие уже динамические проявления в работе несущих конструкций МСП. Коренным образом изменилась технология изготовления основных опорных конструкций (блоков) МСП. В диссертационной работе подробно рассматриваются типы МСП, применяемые при освоении глубинных месторождений. Показано, что моноблочные, ставшие традиционными, стальные МСП, используемые на глубинах моря для Мексиканского залива более 300 м, а для условий Северного моря уже на глубинах более 100 м, становятся экономически нерациональными не только из-за того, что возрастает масса опорного блока, но и по причине снижения эффективности работы свайного основания. В связи с этим многие нефтедобывающие компании стали использовать платформы гравитационного типа.

Распространение получила конструктивная форма, разработанная норвежскими компаниями "A/S Hoyer Ellison", известная как "Condeep" (тип А; В; С) (см. рис. 1).

Рис. 1. ГБП Сопёеер: а - общий вид; б - разрезы; 1 - верхние своды ячеек; 2 - обратные (нижние) своды; 3 - железобетонная оболочка; 4 - стальная

оболочка; 5 - буровая шахта; 6 — эксплуатационная шахта

При создании новых конструктивных форм МСП для работы на шельфе с глубинами в несколько сот метров определились следующие направления:

использование при строительстве более дешевых конструктивных материалов, а с ними и более простых технологий. Это направление характеризовалось применением железобетона и различных комбинаций стали и бетона.

Гибкие платформы, как новая конструктивная форма, предполагается к использованию на глубинах освоения более 300 м. В диссертационной

работе, в монографиях рассматриваются различные проектные решения. Можно отметить, что перспективным конструкционным материалом для них является трубобетон.

В области проектирования, конструирования и строительства морских нефтепромысловых сооружений на акваториях морей Советского государства в 60 - 80 годы прошлого столетия определились два основных направления.

Первое, как основополагающее, сформировалось при решении задач обустройства месторождений на шельфе Каспийского моря. Научные, конструкторские и проектные разработки возглавил НИПИГипроморнефтегаз г. Баку. Свыше 1500 платформ были изготовлены, смонтированы в море и запущены в производство по проектам института.

Второе направление сформировалось при освоении шельфов Черного и Азовского морей. Головным институтом по этому региону стал ВНИ-ПИшельф в г. Симферополе.

На примере обустройства шельфовых месторождений углеводородного топлива Каспия был прослежен процесс совершенствования конструктивной формы МСП.

В 1934 году впервые в мире в районе о. Артема начинается сооружение металлических стационарных платформ эстакадного типа на буро-заливных сваях конструкции Н.С. Тимофеева. Конструктивно общая схема эстакады решалась в виде чередующихся самостоятельных участков длиной до 112 м, отделешшх один от другого температурными швами. Основными конструктивными элементами эстакад являются пролетные строения и опоры. Опоры монтировались из металлических балок и ферм. Использовался профильный и трубный прокат.

Дальнейшее развитие конструктивных форм отечественных МСП для незамерзающих морей практически не отличалось от зарубежных аналогов. Опорные блоки изготавливались по современным (на то время) технологиям. Два самых современных завода в Баку и Ленинграде позволяли изготавливать эти конструкции высотой до 250 м.

Особенностями освоения шельфа Азовского и Черного морей было то, что в регионах месторождений на Азовском море в суровые зимние периоды температура снижалась до -36°С. Средняя толщина льда в море достигала 50 см. Максимальное число дней со льдом в Азовском море доходило до 140 - 150. Северо-западная часть Черного моря (глубины 30 -40 м) в зимнее время также подвергалась замерзанию. Вследствие этого платформы для Азовского моря и замерзающей части Черного моря должны были проектироваться с учетом действия льда, если предполагалась их круглогодичная эксплуатация.

Для решения этой проблемы ВНИПИшельф предложил несколько вариантов ледостойких платформ. Первые платформы имели независимые опорные ледостойкие колонны, изготовленные из стального листового и

продольного проката. В зоне действия льда толщина листового проката достигала 25 см. Оголовки несущих опорных колонн на уровне верхнего строения связывались системой перекрестных балок. Эти варианты компоновки ледостойких МСП характеризовались повышенным расходом стали и высокой трудоемкостью. Ведущие ученые ВНИПИШельфа Рыжа-ков Н.Н., Берникер Я.С., Ажермачев Г.А. и др. в 1987 - 1989 гг. предложили более технологичный и ресурсосберегающий вариант, который был реализован при строительстве ледостойкой МСП "Каркинитская-19". Это морское гидротехническое сооружение состояло из двух опорных блоков (производственного и жилого), соединенных переходным мостиком длиной 50 м. Глубина моря в месте установки - 28 м. Опорный производственный блок имел размеры в плане 31x20 м с шестью опорными колоннами из труб 1420x15,7 мм, через которые были забиты сваи диаметрами 1020x11 и 812x22 мм в дно на глубину ¡»30 м.

Все опорные колонны были заполнены бетоном, что собственно и создало эффект ледостойкости. Аналогов подобного решения конструкции ледостойкой платформы в мировой практике не было.

Использование таких конструкций определило новое прогрессивное направление в научных конструкторских и проектных разработках института. Эта конструктивная форма становится перспективной при освоении шельфов северных морей.

Автором диссертационной работы был предложен вариант трубобе-тонного опорного блока МСП. За аналог была принята платформа «Con-deep» (см. рис. 1), только вместо железобетонных опорных колонн предполагалось использовать трубобетонные, состоящие в поперечном сечении из нескольких стальных колец с межгрубным бетонным заполнением (см. рис. 2). Исследование предложенной конструктивной формы опорного блока выполнялось в соответствии с программой министерства нефтяной промышленности СССР. В исследовании отмечается, что конструктивные положительные особенности сталебетонных конструкций проявляются и в сравнении с традиционными железобетонными: большая несущая способность при наличии растягивающих напряжений, особенно при изгибе, сохранение водонепроницаемости, высокая деформативность, энергопоглощение под нагрузками, а также высокая технологичность.

Было установлено, что в настоящее время отсутствуют теоретические и экспериментальные исследования трубобетонных конструкций опорных блоков при одновременном действии продольных и поперечных нагрузок при нелинейных проявлениях процесса деформирования конструктивных элементов; отсутствуют методы быстрого и адекватного анализа динамического поведения МСП при периодических силовых воздействиях волн. Такое положение тормозит разработку конструкций трубобетонных МСП для отечественного континентального шельфа.

Рис. 2. Трубобетонный опорный блок кольцевого сечения

Во второй главе приводится теоретическое обоснование расчета несущей способности трубобетонных опорных блоков МСП по первой группе предельных состояний при кратковременном нагружении продольными и поперечными силами по потере общей устойчивости, а также дается методика определения переменных жесткостных характеристик трубобетонных конструктивных элементов при расчете пространственных опорных блоков МКЭ. Эти характеристики назвали эквивалентными модулями.

Практика эксплуатации и экспериментальные исследования поведения смонтированных МСП показали, что для установления истинного уровня предельного загружения опорных блоков МСП как вертикальными нагрузками постоянного действия, так и поперечными кратковременными нагрузками необходимо при расчете этих конструкций учитывать нелинейное поведение даже стальных конструктивных элементов.

При расчете таких сооружений встречаются два типа нелинейно-стей, первый из них связан с нелинейностью зависимости о = о°(е), которой характеризуется работа материала конструкции в упруго-пластической стадии. Второй тип связан с геометрической нелинейностью, когда перемещения конструкций вызывают значительные изменения ее геометрии и уравнения равновесия необходимо уже составлять для деформированного состояния. Учет любого из этих двух типов нелинейности приводит к получению разрешающей системы уравнений, содержащей нелинейные относительно неизвестных члены. Присутствие в уравнениях нелинейных членов не позволяет получить их решение в замкнутом виде подобно тому, как в случае расчета линейных систем. В этом случае выбор выражений, аппроксимирующих закон изменения напряжений по объему конечного элемента, является одним из наиболее ответственных моментов в общей процедуре МКЭ. Наибольшие трудности расчета стержневых систем связаны с учетом физической нелинейности. Отсутствие общей теории прочности, достоверно описывающей НДС элемента, не позволяет прослеживать процесс деформирования до разрушения без использования условных моделей. Даже при расчетах металлических конструкций в упруго-

пластической стадии деформирования, при условии неизменного поперечного сечения, расчет по МКЭ остается сложным и трудоемким процессом.

Большой вклад в развитие нелинейных теорий деформирования конструкционных материалов внесли отечественные и зарубежные исследователи. P.A. Арутюнян, В.В. Болотин, A.A. Гвоздев, Г. Генки, Дж. Грин,

A.A. Ильюшин, А.Ю. Ишпинский, Т. Карман, Г. Киргоф, В.В. Новожилов,

B. Прагер, Ю.Н. Работнов, P.C. Санжаровский, В.И. Феодосьев, Р. Хилл и др. разрабатывали нелинейные теории упругости и пластичности; Н.Х. Арютунян, Г.В. Васильков, С.С. Вялов, Ю. Зарецкий, A.A. Ильюшин, Б.В. Победря, И.Е. Прокопович, Ю.Н. Работнов, А.Р. Ржаницин и др. изучали и разрабатывали решения вязкоупругих и вязкопластичных задач. Вопросам определения предельных нагрузок посвящены работы Г. Баха, Н.И. Безухова, A.A. Гвоздева, Д.И. Герстнера, Б. Нила, Сен-Венана, Дж. Фриге, А.Р. Ржаницина, П.Ф. Папковича и др.

Теория предельного равновесия описывает только конечную стадию работы системы, реальные же стержневые конструкции до такого предельного состояния (по разрушению), как правило, под действием эксплуатационных нагрузок не доходят. Для них характерно предельное состояние (в частности, для сжатых элементов) по потере общей устойчивости. Деформационная картина в этом случае характеризуется упруго-пластическими деформациями.

Ряд исследователей устанавливают связь между обобщенными деформациями и силами при нелинейной зависимости а—е в двух вариантах - с помощью секущего или касательного модулей упругости. Бонда-ренко В.М. отметил, что нелинейность деформирования материала предопределяет различие модулей деформации в точках с разньми напряжениями, для того чтобы оценить реальную деформативность элементов следует оперировать не различными модулями деформаций, а единым, который бы учитывал уровень его напряженного состояния и отражал нелинейность, неравновесность и все другие важнейшие особенности деформирования материала конструкций. В.М. Бондаренко такой модуль назвал интегральным модулем деформации. Предлагаемая им методика интегральных оценок основана на приемах сопротивления материалов, и поэтому рассматривает не элементарные объемы тела, а деформации и равновесия целых его частей, выделенных сечений. Основными допущениями при такой постановке задачи, являются допущения о характере искривления поперечных сечений И об эпюре нормальных напряжений. В стержне длина которого во много раз больше размеров поперечного сечения, касательные напряжения существенно меньше изгибных нормальных напряжений, а давление между волокнами минимальное. Вследствие этих особенностей поперечные сечения стержня мало искривляются, и как известно, можно приблизительно исходить из гипотезы плоских сечений и в случае неупругих деформаций.

Интегральный модуль деформации бетона позволяет определить жесткость сечения железобетонных стержней. Указанная жесткость отражает нелинейность, неравномерность, анизотропию деформирования бетона и железобетона и зависит от уровня, режима и длительности нагру-жения и т.п.

Анализируется метод определения интегрального модуля деформаций В.М. Бондаренко. При этом устанавливается, что предложенный им алгоритм определения параметра Е1 для каждого шага загружения путем последовательных приближений довольно сложен и имеет ряд условностей, снижающих достоверность результатов вычислений.

Эти недостатки исправляются применением результатов предложенного теоретического исследования изменения НДС сжато-изогнутых трубобетонных стержней в нелинейной постановке при заданном законе изменения внешнего квазистатического загружения.

С использованием общепризнанных гипотез (изгиб стержня происходит в плоскости действия нагрузок, для конструкционных материалов используется диаграмма Прандгля, расчетные сечения при деформировании остаются плоскими, бетон не работает на растяжение, инерционные составляющие отсутствуют, поскольку нагрузки возрастают постепенно -пошагово), был разработан алгоритм численного решения системы дифференциальных уравнений деформирования стержня, когда при любом уровне нагружения в «-ом сечении ¡к-го стержня вычисляются значения краевых деформаций е1п и е2„, а также величины прогибов у„ и для этих значений справедливо приближенное выражение кривизны

р„ У" 2К (1)

В основу теоретического решения задачи по определению НДС сжато-изогнутого трубобетонного стержневого элемента опорного блока были положены результаты исследований Трулля В А. и Санжаровского Р.С.

Деформационная картина определяется на каждом шаге численного интегрирования, и предельное состояние стержня определяется при таком уровне внешнего силового воздействия, когда наступает неустойчивое нарастание деформационного движения стержня. В этот момент достигнутый уровень нагрузки и деформаций соответствует критическому состоянию - "потере общей устойчивости".

При расчете панелей опорных блоков методом сил в МКЭ при составлении матриц податливости первого рода используются локальные характеристики отдельных стержней - ЕР1к, а при составлении матриц податливости второго рода - К1Л, где Е - модуль упругости материала, ^ и Jil - геометрические характеристики расчетных сечений: площадь и момент инерции. Эти характеристики меры сопротивления

чисто стальных стержней в упругой стадии их деформирования легко определяются. Для трубобетонных же конструктивных элементов эти характеристики являются переменными величинами и, как указывалось выше, их значения можно вычислить по компьютерной программе для фиксированных шагов нагружения в каждом стержне опорного блока для наиболее нагруженного сечения с использованием максимальных значений е, и е2 .

Для трубобетонных конструкционных элементов ввели характеристики й\<к и й*ш , являющиеся обобщением характеристик и К/1к на случай деформирования в нелинейной стадии. Такие характеристики назвали эквивалентными модулями первого и второго рода - и 0*2.

В расчетном сечении п действуют главный вектор РЕ„ и главный момент Мт, определяемые по эпюре нормальных напряжений сг — от(г) и связанные с эквивалентными модулями.

ре„п = = Ал ;

Мвт = (И? = В*2пуп (2)

р

В работе приведены аналитические выражения Ртт и Мтп для различных стадий деформирования трубобетонных опорных колонн МСП.

После некоторых преобразований (1 и 2) в сечении получим для /А: стержня при определенном уровне загружения эквивалентный модуль первого рода:

= (3)

2Е1п+Е2П

Для этого же уровня загружения в том же сечении получим эквивалентный модуль второго рода:

(4)

Е1л+е2»

Используя шаговую процедуру нагружения стержневых конструкций опорного блока квазистатическими вертикальными и поперечными нагрузками, на каждом шаге по программе определяем значения Д*„ и £>2„ по (3) и (4), которые используются затем как жесткостные характеристики стержней блока для следующего шага расчета в методе сил МКЭ по стандартным программам вплоть до потери устойчивости.

Третья глава посвящена экспериментальным исследованиям изменения НДС трубобетонных колонн и плоских панелей пространственных трубобетонных опорных блоков МСП под действием продольных и поперечных квазистатических нагрузок.

Программа исследований включала в себя изготовление экспериментальных образцов трубобетонных опорных колонн и ферменных конструкций (моделей реально проектируемых конструкций); опытное определение физических параметров (диаграммы ст - в) для стали и бетона в составе трубы; экспериментальные исследования сжато-изогнутых одиночных колонн, а также решетчатых панелей опорного блока МСП при квазистатическом нагружении. Во всех случаях проводилось сравнение теоретических и экспериментальных результатов. Подробное описание используемого оборудования, методики проведения экспериментов и полученных результатов содержится в монографиях. При испытаниях соблюдались геометрическое, механическое и физическое подобия. Варианты загружения образцов трубобетонных опорных колонн приведены в табл. 1. Там же даны их основные геометрические и механические характеристики.

Все трубобетонные стойки, испытываемые по различным вариантам загружения, имели одинаковую схему размещения приборов, регистрирующих напряженно-деформировшшое состояние образца. При проведении экспериментального исследования одновременного продольно-поперечного воздействия нагрузки на стержень использовалась специально разработанная и изготовленная установка.

Основным результатом численного решения, как и экспериментального исследования, является величина критической нагрузки, при которой колонна теряет устойчивость. Для описанных исследований величины этих сил приведены в табл. 2.

Отмечается, что предельное состояние конструктивных трубобетонных элементов наступает при ярко выраженных нелинейных проявлениях нарастания деформаций и прогибов при потере общей устойчивости.

Для оценки степени достоверности в определении жесткости расчетных сечений трубобетонных конструктивных элементов с помощью эквивалентных модулей была выполнена математическая обработка результатов экспериментальных исследований НДС по показаниям тензо-датчиков и по величинам прогибов в расчетных сечениях для каждого уровня загружения. Сравнение экспериментальных и теоретических величин продольных деформаций выполнили с использованием обобщенных характеристик величин вторых производных. В качестве примера на рис. 3 приведен график изменения у" в расчетных сечениях К 2.

Согласованность экспериментальных и теоретических величин позволяет сделать вывод об адекватном описании процесса деформирования разработанной теоретической моделью и о правомочности использования при расчете МКЭ решетчатых пространственных опорных блоков МСП, включающих трубобетонные элементы, жесткостные характеристики -эквивалентные модули.

Таблица 1

Кг схемы Маркир овка колонки Варианты загруженид (эскизы) Краткие характеристики параметров загружен«* Основные характеристики колонн

1 К1 - «й Я " £ ■ 2900 мм; 7, =3000 мм 5-375 мм; Л-109,5 мм р„ = 40,17 см!; - 336,5 см!; А, = 2278 см'; А-9012 см4; £.-2,1-10' кгс/см! (1-10'П»); Е, = 2,75-101 кгс/см3 (1-10 "Па); о, - 2820 кгс/см1 (1-10'Па); сг;=4101гс/см!(110'Па); 1,34-10-'; 1,56-10°;

2 К2 п-гг * ей С1' С1 > 0.

3 КЗ -г

4 К4 Л'........А.......Г

5 К5 .................,нН С[ * с 1 • «I > 0; у* 0.

б Кб _/™=титГ «1 * «1 ' ег < 0; £ * 0.

Таблица 2

Номер варианта Эксцентриситет 1 (мм) Эксцентриситет 2 (мм) Поперечная критическая нагрузка (тонн/м) Продольная критическая нагрузка (тонн/м) Разница между теор.и экспер.%

теорет. экспер. георет. экспер.

К1 85.0 85.0 89.0 82.5 8.5

К2 60.0 30.0 125.0 130.0 4.0

КЗ 60.0 -34.0 158.0 170.0 7.0

К4 60.0 60.0 0.298 0.320 84.0 90.0 6.6

К5 60.0 30.0 0.341 0.373 98.0 105.0 6.6

Кб 60.0 -30.0 0.447 0.462 126.0 130.0 3.0

Рис. 3. График изменения Т' в расчетных сечениях К2 при различных уровнях нагружения: 1 - кривые построенные по экспериментальным значениям; 2 - кривые построенные по теоретическим значениям Е1 и

По мере старения платформ, установленных на глубоководных месторождениях все больше ощущается потребность в разработке новых методов ремонта. Одним из направлений усиления стержневых элементов платформ в процессе эксплуатации является использование технологий по заполнению полого пространства труб цементным раствором или бетоном. Разработки, проведенные в гл. 2 и 3 позволяют выполнять расчет сжато-изогнутых стержней на любой стадии деформирования (распечатка программы приведена в приложении к диссертационной работе). В процессе расчета имеется возможность в каждом расчетном сечении по длине стержня вводить любые характеристики трубобетонного стержня: различные толщины труб; различные диаметры; количество труб в поперечном сечении; степень заполнения внутреннего пространства бетоном либо другим заполнителем, а также необходимые механические характеристики материалов. Показано, что зная величины перемещений в поперечном направлении оси стержня в расчетных сечениях, вызванные изгибом, можно по разработанной методике вычислить кривизну стержня, определить краевые фибровые деформации £] и е2, и с их помощью рассчитать значения Л„ и Мш •

Для изучения процесса развития напряженно-деформированного состояния трубобетонных стержней в составе конструкции опорного блока, а также с целью проверки разработанной расчетной методики были проведены модельные испытания конструкции опорного блока МСП. Рассматривался сжатый пояс трубобетонной фермы плоской панели опорного блока МСП.

Целью эксперимента являлось определение величины несущей способности комплексного элемента с заданными характеристиками и определение максимального значения внешнего узлового и внеузлового силового воздействия.

Для испытаний были подготовлены две фермы Ф1 и Ф2. Механические характеристики материалов конструкции приведены в табл. 3.

Подобные трубобетонные конструкции опорного блока проектировались и изготавливались впервые (их описание - в монографии).

Таблица 3

Механические характеристики испытываемых конструкций

Эл-ты Диам., Длина, Бетон -йцуб,

фермы мм мм МПа марки МПа МПа

1 140x4 1500 — —

2 1500 300 33,5 421

3 114x4,5 1060 296,3 — - -

4 1060 300 33,5 421

5 750 - - -

на модели панели опорного блока МСП: 1 - растянутый нижний пояс без бетона; сжатый верхний трубобетонный пояс; 3 - растянутый раскос; 4 - сжатый трубобетонный раскос; 5 - трубчатая стойка

Проверочные расчеты выполнялись по двум расчетным схемам. Стержень принимался шарнирно опертым, но в напряженном состоянии, соответствующем реальным условиям работы этого элемента в конструкции. По первой расчетной схеме расчетная длина стержня была принята равной геометрической длине панели. По второй расчетной схеме -расстоянию между нулевыми точками на эпюре моментов.

В первом случае продольная нагрузка прикладывалась с эксцентриситетами е( и е2- Действие концевых моментов противоположно действию поперечной силы.

По второй расчетной схеме продольная сила Л'„ приложена со случайным эксцентриситетом

т=—+0,05 100

Поперечная нагрузка для обеих расчетных схем принималась равномерно распределенной, эквивалентной по действию сосредоточенной

внеузловой силе.

Результаты решения по двум схемам приведены в табл. 4. __Таблица 4

№ А^ахН^вН) N ■"экс А'экс Р>л (1x10-' кН) Р' ЭКС Р' Л ЭКС

экс. I п ки экс. I II Р' I Р'и

Ф-1 41,75 46,0 44,5 0,91 0,94 10,5 11,21 10,96 0,94 0,96

Ф-2 44,75 0,97 1,01 12,5 1,11 ЫЗ

Сравнивая теоретические результаты с экспериментальными, можно заключить, что принятые расчетные схемы позволяют с достаточной для инженерной практики точностью определить величины критических нагрузок сжато-изогнутых комплексных стержневых элементов конструкций опорных блоков МСП при усилении трубчатых элементов бетоном.

В четвертой главе выполняется обзор расчетных методов динамического поведения МСП, приводятся основные результаты исследований силового воздействия ветрового волнения на шельфовые гидротехнические сооружения. Работы отечественных ученых Алешкова Ю.З., Бар-штейна М.Ф., Гайдук O.A., Глуховского Б.Х., Иванова С.В., Каплуна В.В., Каскарсона A.A., Кутлова Ю.М., Майорова Ю.Б., Мирзоева Д.А., Мищенко С.С., Фуртенко В.П., Халфина И.Ш., Хаскинда М.Д., Шестакова Ю.Н. и др., а также иностранных ученых Джонсона, Морисона, Гаррисона и др. позволили разработать методику расчета горизонтальных нагрузок от регулярных волн при обтекании опоры плоскопараллельным неустановившимся потоком идеальной жидкости при модели жесткого основания.

При определении волновых нагрузок на податливое гидротехническое сооружение расчет значительно усложняется и даже при регулярном волнении требует применения численных методов, поскольку при обтекании волнами податливой опоры возникают колебания последней и уже требуется учитывать не абсолютные значения скоростей и ускорений частиц жидкости, а относительные скорости и ускорения между частицами жидкости и соответствующими точками опоры. Представление силового давления на опоры МСП от регулярных волн с постоянными расчетными параметрами не отражает истиной природы ветрового волнения, которое всегда нерегулярно. Факторы, обуславливающие нерегулярное волнение, имеют случайную природу как в начальной фазе возмущения, так и в длительном постоянном движении свободной поверхности.

Обоснованием решения задачи и разработкой инженерных методов расчета воздействия случайного волнения на обтекаемые преграды и сооружения сквозной конструкции в нашей стране занимались Алешков Ю.З., Барштейн М.Ф., Лужин О.В., Каспарсон A.A., Крылов Ю.М., Фуртенко В.П., Халфин И.Ш. и др. За рубежом - Pisón W.J., Holmes P., Borg-man L.E. и др.

Согласно спектральной модели, колебания взволнованной поверхности описываются суммой большого числа гармонических колебаний с разными частотами, случайными амплитудами и фазами. В этом случае волновой процесс в точке может быть охарактеризован энергетическим спектром. Расчет нагрузок в диссертации проводится на основе исследований Ю.З. Алешкова.

Известные методы анализа случайных колебаний МСП дают возможность определять вероятностные характеристики НДС системы и получать информацию о ее статистических свойствах, важную для оценки надежности МСП на основе коэффициентов динамичности.

Рассматривается уравнение вынужденных колебаний системы вида

mx + F(x,x) = f(t), где нелинейная функция такова

F(x,x) = Fl(x) + F1(x);

= слх + c3x3; F2(x) = d+ d2x2. Данное уравнение не имеет (в общем случае) аналитического решения даже для детерминированного воздействия /(/). Для исследования колебаний нелинейных систем при случайном воздействии часто используется метод статистической линеаризации, который заключается в замене нелинейной случайной функции F (х, х) линейной

F(x, х)« F0 = а„ + а, дг0 + а2х0; где х0 и х0 - центрированные случайные функции. Коэффициенты а; определяются из условия минимума дисперсии случайной функции

AF = F(x,x)-F0 Если колебания стационарные, но нелинейные, то дисперсия AF равна

m[(AF)2]= fl[F(x,x)-a0 -а,х0 -ö2xJj ■ f,{x,x)dxdx,

где/Дх,^)- совместная плотность распределения вероятности хи i, Эта функция неизвестна. Принятие допущения, что f(x,x) имеет вид нормального закона распределения независимых величин функций, позволяет найти коэффициенты линеаризации ai. В результате численных экспериментов установлено, что в окрестности резонанса линеаризация приводит к ошибочным качественным выводам. Понятно, что такой прием линеаризации, используемый при анализе случайных колебаний опорных блоков МСП, может дать неверные результаты при установлении величины коэффициентов динамичности.

Податливость конструкций МСП при силовом волновом воздействии зависит не только от ее жесткостных характеристик, но также и от величин перемещений фундаментов. На сваи платформ передаются значительные как продольные, так и поперечные усилия. Горизонтальные нагрузки достигают 20% от вертикальных. Сваи погружают на глубины 100 и более метров. В этом случае необходимо учитывать нелинейную деформируемость неоднородного грунтового основания, комбинированный характер внешних нагрузок, пространственный характер их приложения.

В последние годы методы расчета, проектирования и строительства свайных фундаментов характеризуются значительным прогрессом. Теоретические основы методов расчета свай разрабатывались отечественными учеными. Это Абелев М.Ю., Березанцев В.Г., Вялов С.С., Гольдин A.A., Гольдштейн М.Н., Горбунов-Посадов М.И., Долматов Б.И., Егоров К.Е., Зарецкий Ю.К., Малышев М.В., Соколовский В.В., Ухов С.Б., Флорин В.А., Цытович H.A. и многие другие. Большая роль в систематизации результатов исследований и в совершенствовании методов расчета принадлежит Барвашову В.А., Бартоломею A.A., Глушкову Г.И., Голубкову В.Н., Снитко Н.К., Федоровскому В.Г. и др.

Однако даже для сооружений наземного типа методы расчета осадок различных свайных фундаментов недостаточно разработаны. Это объясняется тем, что чрезвычайно сложно учесть многочисленные факторы, влияющие на несущую способность и осадку свай при их работе в составе различных свайных фундаментов и в различных грунтовых условиях. Методы расчета горизонтально нагруженных свай разделяют на две группы:

методы определения несущей способности горизонтально нагруженных групп свай со свободной головой;

методы расчета горизонтально натруженных свай, как рамных систем. Последние методы применяются, в основном, при расчете фундаментов гидротехнических сооружений и свайных опор МСП. Отмечается, что сваи МСП являются по существу одномерными линейными телами, и для них лучшим расчетным методом будет являться расчет, использующий метод нелинейных коэффициентов постели независимо от механических свойств окружающего грунта. Работы Кузнецова В.В., Колесникова Ю.М., Курилло С.В., Левачева С.Н., Хрунова И.В. и др., иностранцев Poulos H.G., Reese L.C. и др. обосновали использование метода «коэффициента отпора», который представляет собой отношение погонного вертикального отпора грунта q к осадке со соответствующего участка сваи. Этот коэффициент зависит не только от га, но и от глубины г.

„ =-(5)

где к0 - начальный коэффициент отпора; дпр — предельное вертикальное сопротивление; т - степенной показатель, который зависит от грунтов.

Точные методы расчета колебаний упругих систем являются достаточно громоздкими даже при расчете сравнительно простых конструктивных элементов. Проблема может разрешиться путем разработки методов расчета, позволяющих рассматривать приближенно колебания сложных строительных систем. Известен инженерный прием прямой дискретизации, проводимый на стадии формирования расчетной модели. Конструкция в этом случае заменяется системой связанных между собой твердых тел. Конечное число степеней свободы элементов в модели позволяет использовать при выводе уравнений аппарат аналитической механики, в частности, уравнения Лагранжа II рода. Для определения положения колеблющейся платформы в пространстве используются обобщенные координаты д2..., дт-

В матричной форме уравнения малых колебаний имеют вид:

№Н№И#М!2}> (б)

ft0c0

т

1+ к0 со

Чпр

где jjaj], jjbjj и jjcjj - матрицы коэффициентов инерции, коэффициентов диссипации и коэффициентов жесткости системы; {д}, {<? } и { ^ } - векторы обобщенных координат, скоростей и ускорений; {£>} - вектор обобщенных возмущающих сил.

Для нелинейной системы уравнения Лагранжа П рода принимают вид

dt{egt) dgt Vk

где Qk обобщенная сила, состоящая из консервативных сил, сил сопротивления и возмущающих сил

a-fiM+GH+ah0. да

В случае малых колебаний система (7) переходит в линейную систему (6). В нелинейном случае каждое слагаемое в правой части (8) представляет собой сложную нелинейную функцию обобщенных координат, скоростей и времени. Эти функции обсуждаются в главе 5.

Сложность учета упругопластических деформаций породила ряд предложений (Ишлинского А.Ю., Сорокина Е.С., Пановко Д.Г., Фойгта) по теоретической аппроксимации опытных закономерностей. В работе используется гипотеза Сорокина Е.С.

Для исследования динамического поведения как для стержневых, так и для моноблочных оснований была выбрана расчетная схема платформы, приведенная на рис.5.

Здесь О] и 0L - точки крепления упругой линии стойки к основанию и к платформе: ось Ои вертикальна, а оси 0Лу и 0lz горизонтальны

и выбраны таким образом, чтобы плоскости 01ху и 0Uz были главными плоскостями изгиба стойки; С, и С, - центры инерции основания (вместе с присоединенной массой грунта) и платформы; хл; ус\; zcj - координаты точки С, в недеформированном положении ((хе1 <0);jcd;j>c/;zc/ - координаты точки С; относительно точки О, в недеформированном положении (лгс1 > 0); далее 1ц - высота основания, I - высота стойки.

Рассматривается простейший случай симметричной платформы, при котором малые колебания разделяются на поперечные колебания в двух взаимно-перпендикулярных плоскостях Охуи Охг, на крутильные колебания (вокруг оси Ох) и на продольные (вертикальные) колебания.

Д ля вывода уравнений используется вариационный принцип Остро-градского-Гамильтона, согласно которому уравнения движения и граничные условия получаются из известного соотношения.

Ч

8 \{Т~П)Л=5А, <i

где Т и П - кинетическая и потенциальная энергии системы, 8А - виртуальная работа внешних сил, не имеющих потенциала.

Рис.5. Схематическая модель МСП

Рис.6. Блок-схема алгоритма расчета колебаний трехслойной трубчатой конструкции (одоомодовое приближение)

Предлагаемый метод исследования и сопровождающие его вычислительные программы пригодны для исследования динамики конструкций решетчатых и трубобетонных опорных блоков при изменении параметров в широком диапазоне.

Для исследования динамического поведения моноподной трубобе-тонной конструкции опорного блока МСП был составлен ряд программ, учитывающих все указанные типы нелинейностей. Блок-схему алгоритма расчета колебаний и коэффициентов динамичности см. на рис. 6 (распечатка компьютерной программы приведена в приложении к диссертационной работе).

В пятой главе с использованием теоретического обоснования расчетных методов четвертой главы выполняется динамический расчет решетчатых стальных опорных блоков МСП и трубобетонных конических моноподов с трехслойным поперечным сечением.

Решетчатый опорный блок (см. рис. 7, справа) состоит из Д' = Ю систем горизонтальных стальных стержней трубчатого сечения (решеток) и Л'= 10 систем (почти) вертикальных и наклонных стержней (ярусов) Расстояние между соседними решетками одинаково и равно н = 25 м, а полная высота панели блока / = 250 м. Блок является прямоугольным в плане с размерами вверху 60x49 м. и внизу — 110x99 м. Вес блока 21560 т.

Начало системы координат Охуг помещается в центре нижней решетки, которая жестко соединена с фундаментом. Ось Ох направлена вертикально вверх, а оси Оу и Ог горизонтальны, причем приближенно предполагается, что плоскости Оху и Ох: являются плоскостями симметрии фермы, а плоскость Оху — это плоскость наименьшей жесткости.

Верхнее строение и фундамент моделировалась абсолютно твердыми телами, жестко скрепленными с опорным блоком. Взаимодействие фундамента с грунтом принимается нелинейным вязко-упругим. Решетки

Рис. 7. Конструкция и ее основная математическая модель

блока считались абсолютно твердыми телами. Решетчатая конструкция опорного блока моделируется эквивалентной стойкой, несущей сосредоточенные и распределенные массы. Ярусы между решетками в блоке моделируются упругими балками, работающими на изгиб и на сдвиг в плоскостях упругой симметрии, а также на растяжение и на кручение. Для определения эквивалентных жесткостей балки, моделирующей ярус, исходили из предположения о недеформируемости решеток, которые могут лишь перемещаться и поворачиваться друг относительно друга, и учитывали только жесткости стержней (труб) яруса на растяжение-сжатие, пренебрегая их жесткостями на изгиб.

При колебаниях в воде к массе элементов конструкции добавлялись присоединенная масса воды, а также масса воды внутри труб.

В случае симметричной платформы малые колебания разделяются на поперечные колебания в двух взаимно-перпендикулярных плоскостях Оху и Охг, на крутильные колебания (вокруг оси Ох) и на продольные (вертикальные) колебания. Здесь приводятся уравнения поперечных колебаний в плоскости наименьшей жесткости. Эти уравнения учитывают влияние осевого сжатия, инерцию поступательного и вращательного движения и сдвиг поперечных сечений. Без учета этих факторов система (9) переходит в уравнение колебаний балки.

Ру{х)и„=ду+р;ат, <2У=ЕБ>сЬ, уу=и-%,

где м(х,0> фу(ж»0> Уу(х>0 — горизонтальное перемещение оси, угол поворота поперечного сечения и угол сдвига, ру(х) и ]:(х) — сумма распределенной и сосредоточенной масс и моментов инерции стойки (вместе с присоединенной массой воды). Потери в материале блока учитываются по гипотезе Сорокина. Систему (9) дополняли граничными условиями при х-0 и при х = 1, которые имеют смысл уравнений поступательного и вращательного движения верхнего строения и фундамента. В уравнения движения фундамента входит нелинейная сила взаимодействия с грунтом, которую приняли в следующем виде, полученном из (5)

/ ч ¡Ну -Уту

1+ щ. (Ю)

\ и*р у'

где су начальный (касательный) коэффициент горизонтального отпора, показатель степени ту> 0 характеризует свойства грунта.

Первым этапом исследований динамики конструкций являелся анализ различных видов (изгибных в двух плоскостях, крутильных и продольных) малых свободных колебаний. Было установлено, что изгибные

23

колебания можно исследовать с использованием одномодового приближения. В таблицах диссертации представлены результаты расчетов первой частоты при изменении различных параметров: массы верхнего строения

изменения высоты центра тяжести верхнего строения; массы фундамента;

жесткости грунта на сдвиг в горизонтальной плоскости; жесткости грунта при повороте фундамента. Проведенный анализ показал, что наибольшее влияние на изменение первой частоты собственных колебаний блока МСП оказывают масса верхнего строения и угловая (поворотная) жесткость грунта. При формировании приближенных моделей осевым сжатием и сдвигом можно пренебречь, инерцию же вращения, как верхнего строения, так и поперечных сечений блока следует учитывать.

Функции Ру0т и М;ою в системе (9) описывают силу и момент

волнового давления на стойку. При описании волнового воздействия был принят ряд упрощающих предположений. Во-первых, считалось, что вода глубокая, т.е. игнорировалось условие, что скорость воды на дне равна нулю. Это допущение для блока высотой 250 м. приемлемо при длинах волн! ^ 500м. Опорный блок состоит из стержней, имеющих форму круговых цилиндров. Считали, что силовое воздействие на цилиндр (состоящее из инерционной и скоростной составляющих) определяется лишь нормальной к оси цилиндра составляющей относительного ускорения или относительной скорости воды. При этом искажающим воздействием остальных цилиндров на волновое поле вблизи данного цилиндра пренебрегали. Сделанные допущения позволили в явной форме оценить распределение сил и моментов воздействия воды по высоте опорного блока МСП. В связи со значительной протяженностью конструкции в горизонтальном направлении (50 - 100 м) учли интерференцию волн, т.е. разность фаз волнового воздействия на передние и задние по отношению к распространению волны элементы блока. Далее использовалась линейная теория малых волн.

Силовое воздействие Р0 волны на участок цилиндра единичной длины согласно работе Алешкова Ю.З. равно

где и — проекции относительных скорости и ускорения воды на плоскость, перпендикулярную цилиндру, у>п — проекция абсолютного ускорения воды на ту же плоскость, Сх — коэффициент сопротивления. Суммарные величины и М®0'™ получаются при сложении сил, действующих на отдельные стержни.

Свободная поверхность плоской гармонической волны малой амплитуды а, движущейся со скоростью с в горизонтальном направлении описывается выражением

с,(у, t) = a eos к(у - с t) = a eos (к у - ю /), (12)

где L = 2 п/ к— длина волны. Скорость и ускорение воды затухают вместе с глубиной h

vx=aae~kh sm(ky-at\ vy = aae~kh cos(ky-at) wx=~aa2e'khcos(ky-(>¡t), wy = acú2 e~kh sin(ky-cot) ^

Рассматривалось также воздействие на конструкцию плоского случайного стационарного волнения, которое моделируется суперпозицией гармонических волн (12) со случайными амплитудой а(со) и фазой ф(о)

оо

q(у,í) = ja(ca)cos(A(co)y-coi + cp(co))<fco, k = —, (14)

-СО &

где случайная фаза <р(са) равномерно распределена на промежутке (0,2п), а распределение амплитуды а(ш) дается спектральной плотностью ш)^- Используемый здесь метод моделирования основан на каноническом разложении случайного процесса.

При расчетах использовались стандартные данные о спектральной плотности высоты волн.

S (сз) = 98,2 "3 \ ехр

1гг 686

(15)

(7>)5 Я (7>)4

где а3 — высота волн 3%-ой обеспеченности; Тс — средний период волн.

При рассмотрении вынужденных изгибных колебаний в плоскости Оху. Использовались два приближенных подхода - одномодовое приближение (рис. 5) и моделирование конструкции 11-ю телами (рис. 7), соединенными между собой и с грунтом вязкоупругими связями.

При одномодовом приближении решение (9) представляется в виде

и(х,1)=и(х)д{1), Ф(х,/)=фШ'), (16)

где функции и(х) и <р(х) описывают первую форма свободных колебаний линеаризованной системы (9), а функция времени ¿/(Г) неизвестна. Метод Бубнова-Галеркина приводит к уравнению относительно функции q(t), которая имеет смысл горизонтального смещения верхнего строения.

т 9 + + (17)

где т — приведенная масса конструкции; Ю) — первая частота малых свободных колебаний, обобщенная сила Q складывается из нелинейной части взаимодействия фундамента с грунтом <2,р, из давления движущейся воды

на движущуюся ферму, из давления ветра и из влияния эксцентриситета 6 центра масс верхнего строения.

В диссертации приводятся результаты расчетов резонансной частоты при изменении массы и эксцентриситета приложения нагрузки от верхнего строения, параметров нелинейной податливости грунта и потерь в нем.

Обсуждается зависимость амплитуды вынужденных установившихся колебаний под действием гармонического волнения от способа представления давления воды. На рис. 8 представлены результаты расчетов при использовании формулы (11). Кривая 1 получена при использовании точной формулы (11). Эта формула включает в себя как инерционную и скоростную составляющие волнового воздействия, так и силы сопротивления при движении в воде. Кривая 2 получена при раздельном учете волнового воздействия на неподвижную стойку и силы сопротивления при движении в неподвижной воде. Кривая 3 соответствует движению стойки при волновом воздействии на неподвижную стойку без учета сил сопротивления при движении в воде. Наконец, кривая 4 дает статический прогиб.

Из результатов рис. 8 вытекает следующее. Вдали от резонанса кривые 1,2, 3 близки между собой, следовательно, вдали от резонанса возможен раздельный учет волнового воздействия и силы сопротивления воды. Более того, силой сопротивления воды можно пренебречь.

При резонансе раздельный учет сил сопротивления приводит к возрастанию амплитуды колебаний примерно на 25%. Если же совсем не учитывать силы сопротивления воды, получим возрастание амплитуды колебаний примерно на 60%.

Коэффициент динамичности, как при малых, так и при больших частотах воздействия близок к 1. В окрестности резонанса он существенно возрастает и принимает наибольшее значение г| = 3,76 при к = 0,86.

При случайном волнении рассматривались установившиеся случайные колебания платформы. Волнение считалось случайным стационарным процессом с заданной спектральной плотностью (15). Получающиеся при случайном волнении решения не являются столь определенными, как при гармоническом волнении.

о

к

Рис. 8. Сравнение амплитуды

колебаний при различных предположениях о скоростной составляющей воздействия воды

В монографиях и диссертационной работе подробно рассматривается изменение НДС платформы при одномодовом и при многомодовом приближении - система с 12-ю степенями свободы. Отмечается, что при многомодовом варианте в 1000 раз увеличивается время интегрирования, а точность результатов при определении горизонтальных перемещений повысилась незначительно.

В последующих параграфах пятой главы исследуется динамическое поведение МСП в виде консольной стойки — монопода.

На первом этапе проводится сравнение результатов численного решения в определении Г/т консольного жестко закрепленного трубчатого стержня постоянного сечения с результатами исследований И.Ш. Халфи-на. Отмечается удовлетворительное совпадение результатов.

На втором этапе проводилось исследование колебаний МСП высотой Я = 1 12 м, диаметром D(x) = 5 - 0,01 х м с толщиной стенки h(x) = 0,1 м. Масса верхнего строения m = 1000 т, частота малых свободных колебаний со] = 0,758 с'1, глубина моря 100 м. Рассмотрены колебания при дшгае волны L = 200 м; при синусоидальном волнении - высота волны 5,66 м. При случайном волнении (взяты две реализации процесса) средняя длина волны равна L = 200 м, среднеквадратичное отклонение а = 2 м. При моделировании случайного волнения взято 50 гармоник. Продолжительность анализа 100 сек. На рис. 9, 10 линией представлены графики колебаний. Сплошной линией показаны горизонтальные перемещения верхнего строения, пунктирной - высота смачивания. При синусоидальном волнении быстро устанавливается периодический режим движения. Коэффициент динамичности г| = 3,00.

При случайном волнении коэффициент динамичности также является случайной величиной, причем с большим разбросом. Для первой реализации на рис. 9 оказалось г) =3,59, а для второй ~ц = 2,36.

волнении волнении

На третьем этапе исследовалось поведение при волнении трубобе-тонной МСП. Трубобетонный моноподный опорный блок МСП представляет собой трехслойную кольцевую трубу, наружный внутренний слои которой стальные, а средний слой - бетонный (см. рис. 2). Принималось, что внутренний и наружный радиусы слоев суть >\,г2,г2,г4.

Рассматриваемая конструкция может служить основой для расчета реально проектируемой конструкции, поэтому приводится подробный анализ ее динамики. Выполненное исследование аналогов не имеет.

Нижеследующие параметры конструкции считали фиксированными: высота стойки #[=250 м, глубина спокойной воды Я,=235 м, поперечное сечение принималось переменным по высоте, наружный диаметр наверху 10 м, внизу — 12 м. Сечение трехслойное, наружный и внутренний слои стальные и имеют постоянную толщину 0,05 м. Средний слой бетонный и имеет толщину 1 м. Зависимость радиусов слоев (см. рис. 2) от высоты х, отсчитываемой от дна, такова (в метрах) г, = 4,9 - 0,004*, г2 = 4,95 - 0,004*,

г3 = 5,95 - 0,004*, г4 = 6 - 0,004*.

~етс при е < -етс,

е при|е|<етс, у тс=£сетс (18)

,етс при е > етс,

~Бтб при £<-8^,

8 при -етб<Е<0, отб=Ебгт6 (19)

0 при Е > 0,

Здесь Ес и Ев— модуль Юнга стали и бетона, етс — предел текучести стали, который предполагается одинаковым при растяжении и при сжатии, бт6 — предел текучести бетона при сжатии. Формулы (18) и (19) соответствуют модели Прандтля, причем фиксируется предположение, что бетон совсем не сопротивляется растяжению.

Заметим, что вычисления М(к) могут быть выполнены только численно согласно теоретическим разработкам главы 2.

Были приняты следующие значения параметров (в паскалях): Ес = 2,06-Ю11, Еб = 0,27-10й, оте = 2,77 -108, а^ = 0,42-108 Тогда безразмерные величины равны

г, =3,8; г2= 3,9; г3=4,9; г5=5,0.

е = 1,343 -10"3, Ет6 = 1,558 10"3, п = е1б/ет0 = Ц6, Т1„ = сгт6/атс = 0,152, цЕ = Е6/Ес = 0,131.

Масса стойки - 23200 тонн (без учета массы верхнего строения). Массу верхнего строения, параметры упругости и вязкости основания, а также характер и параметры волнения, меняли и исследовали их влияние на динамику.

Предполагали, что стержень сжат осевой силой Р и изогнут некоторым моментом М. Целью являлось найти зависимость М(к) между изгибающим моментом и кривизной оси стержня к. Предполагалось, что выполнена гипотеза плоских сечений, в силу которой деформация 8 волокна, отстоящего на расстоянии г от прямой, проходящей через ось стержня (см. рис. 2), равнялись

е(г,ф)=е0 + кг, г = гсо&ф (20)

Для учета нелинейного деформирования сечений стержня вводился поправочный коэффициент у (Р, к), имеющий смысл эквивалентного модуля при динамическом нагружении. В системе уравнений (29) £?/пр -представлялось в виде

атр=ч/,еии1, (21)

где (¿{ши - сила для линейно-упругого материала, а множитель < 1, учитывает влияние нелинейности (см. рис. 11).

На этом рисунке сила Р задана в тысячах тонн. Сначала нелинейность связана с деформацией бетона при растяжении, причем, чем больше сила Р, тем при больших кривизнах начинается растяжение бетона. В правой части графиков имеют место пластические деформации стали.

Множитель !ч зависит от формы собственной функции мДх), которая, в свою очередь, зависит от параметров задачи, в частности от угловой (поворотной) жесткости фундамента сф. В табл. 1 приведены величины для двух значений с|^ = 2-10пн/м и с^=1012н/м . Первому из них соответствует частота малых свободных колебаний со, =0,117 Усек и линейная сила д^" = 7,63-105 д1 (Н), а второму — ©,=0,227 1/сек и бГ-2,30.10% (Н).

Таблица 5

Зависимость коэффициента х\!{Р,к) от угловой (поворотной) _жесткости фундамента_

Ч\ см сФ с® ч>

1 1.000 1.000

2 1.000 0.977

3 0.990 0.926

4 0.959 0.892

5 0.031 0.869

6 0.908 0.853

7 0.890 0.841

8 0.877 0.829

9 0.865 0.812

10 0.856 0.790

Здесь горизонтальное смещение верхнего строения дано в метрах.

Видим, что во втором случае величина больше, чем в первом, ибо во

втором случае больше доля смешения, связанная с изгибом стойки.

Построенные по результатам численного эксперимента графики изменения коэффициентов динамичности (рис. 12) и графики изменения горизонтальных перемещений верхнего строения (рис. 13) для различных волновых воздействий позволяют определить предельные значения волнового воздействия на рассматриваемую конструкцию опорного блока.

АчМ

100 есз 300 400 500 600 700 800 900 1000

Рис. 12. Графики изменения коэффициентов динамичности трубобетонного опорного блока для различных амплитуд (а) и длин волн (£): 1- а=3м;2-а = 7м

100 гоэ 300 <03 500 £0С 700 800 500 1000

И")

Рис. 13. Изменения горизонтальных перемещений ц трубобетонного опорного блока для различных амплитуд (а) и длин волн (Ь): 1 - а = 3 м; 2 - а = 7 м. Прямые I, И, Ш - границы уровней НДС в сечениях блока

Можно сделать вывод, что наибольшие напряжения в блоке возникают при воздействии (в данном случае) волн с амплитудами а = 3 и 7 м при их длинах в диапазоне от 700 до 800 м. НДС блока характеризуется развитием пластических деформаций как в стальной обойме, так и в бетонном заполнителе.

Рассматриваемая конструкция блока может служить основой реальных конструкций.

Выполненное в данной работе совершенствование существующих методов динамического расчета позволило изучить картину изменения НДС трубобетонного блока кольцевого сечения в зависимости от жесткости грунта и нелинейной жесткости колонны при изгибе под действием волн различной длины и высоты. \

Результаты численного эксперимента позволяют определил, предельные значения волнового воздействия на рассматриваемую конструкцию опорного блока и установить для данной конструкции их безопасный уровень.

Рассчитанные значения коэффициентов динамичности позволяют перейти к квазистатическому расчету трубобетонного блока и уточнить его геометрические и прочностные характеристики.

В шестой главе был выполнен статический и динамический расчеты трубобетонной технологической площадки ТП-4. Расчет выполнялся по техническому заданию ОАО «ЛенМорНИИПроект». Поскольку в нормативной литературе отсутствуют рекомендации по расчету трубобетонных конструкций, был выполнен тщательный анализ НДС площадки ТП-4 на основе представленных выше расчетных обоснований несущей способности трубобетонных МСП.

Рассматриваемая в этой главе конструкция относится к классу мелководных.

Площадка представляла собой прямоугольную железобетонную плиту размером 46x18x0.8 метра. Плита с монолитно соединена с 28 вертикальными и 16 наклонными трубчатыми стойками (сваями) диаметром 0=1,22 м и толщиной стенки ¿=0.016 м. Глубина моря в месте установки площадки 17,5 м. Глубина забивки свай в грунт 27,25 м. Возвышение плиты над спокойной поверхностью моря 6,25 м. Стальные трубчатые сваи заполнены песком или бетоном.

Масса всей платформы с тендерами т0=4660 т. Средняя вертикальная нагрузка на 1 сваю 106 т. Предел текучести материала - а=27,7 кг/мм2

На площадку (кроме ее веса) действуют следующие внешние нагрузки: ледовая нагрузка 360 т, моментная нагрузка от работающего оборудования 201 т м и нагрузка от волнения, течения и ветра. При их расчете считаем, что высота волны 2а=2.5 м, а ее период 7-5.7 сек, скорость течения 0.25 м/сек, скорость ветра 14 м/сек.

Определенные данные о коэффициенте постели грунта с(х) отсутствовали. Имелась информация о том, что на глубине до 50 м грунт состоял

из 7 слоев, и был известен модуль деформации Е этих слоев. Поэтому коэффициент постели с(х) был принят кусочно постоянным и пропорциональным Е с неопределенным множителем с0, который при вычислениях меняли.

При выборе диапазона изменения параметра с0 учитывали данные, приведенные в монографии.

Была рассчитана предельная несущая способность трубобетонных свай по потере устойчивости для различных значений с(х). Было установлено, что реально действующие осевые нагрузки значительно меньше критических.

При анализе динамики платформы рассматривали систему с одной степенью свободы. Использовали методы расчета, описанные в пятой главе.

Воду считали глубокой (игнорирование тормозящего действия дна идет в запас). В связи с протяженностью конструкции в горизонтальных направлениях учитывали разность фаз воздействия волн на отдельные трубы. Дифракцией (т.е. искажением волн после их прохождения мимо труб) пренебрегали. Учитывали изменение высоты смачивания.

Профиль волны задали формулой

С,(у,0 = асо$(ку-ш), к = = Т= — ,

I \ £ со

где X - длина волны, я —ее высота, ю-круговая частота, Г-период.

При движении конструкции в плоскости распространения волны силу давления воды на глубине в расчете на единицу высоты трубы считали по формуле, включающей инерционную и скоростную составляющие.

Были рассмотрены поперечные и продольные колебания. Было установлено, что для различных жесткостей грунта максимальное горизонтальное смещение д платформы не превышало 1 мм. Коэффициент динамичности не превосходил 1,2.

В результате расчета было установлено, что конструкция тП-4 была запроектирована с большим запасом несущей способности для тех уровней загруження внешними активными нагрузками как статического, так и динамического характера, при которых намечалась эксплуатация ТП.

Это подтвердило актуальность расчетного обоснования трубобетонных конструкций гидротехнических сооружений, разработанного в диссертационном исследовании.

Заключение по диссертационной работе

Основными результатами, выводами и рекомендациями диссертационного исследования являются следующие:

1. Установлено, что перспективными конструкциями в опорных блоках МСП при действии сжимающих усилий являются трубобетонные комплексы, представляющие собой комбинацию стальной трубы с бетон-

ным сердечником и используемые как для пространственных, так и для моноподных конструктивных решений;

2. Применение трубобетона значительно повышает несущую способность блоков МОТ, защищает стальные трубы от потери местной устойчивости. В ряде случаев заполнение внутреннего межтрубного пространства бетоном используется как вариант усиления трубчатых стальных элементов блоков. Заполнение трубчатых опорных колонн бетоном создает эффект ледо-стойкости. В целом эти конструкции наиболее технологичны и наиболее приспособлены к восприятию волновых и ледовых нагрузок;

3. Существующая нормативная база не позволяет на сегодняшний день выполнить расчётное обоснование трубобетонных опорных блоков МСП по первой группе предельных состояний по прочности и устойчивости как при действии статических, так и динамических внешних силовых воздействий как продольного, так и поперечного направлений их действия.

4. В соответствии с поставленной в диссертации целью исследования разработаны новые конструкции трубобетонных опорных блоков МСП как решетчатые, так и моноподные. В качестве объекта исследования впервые запроектированы и изготовлены плоские стержневые трубобетон-ные панели опорных блоков с бесфасоночным узловым соединением трубчатых и трубобетонных конструктивных элементов, обеспечивающих плотное контактное примыкание бетонного ядра к трубчатой поверхности соединяемых элементов.

5. Для исследования динамического поведения предложена новая конструктивная форма гибкого опорного блока МСП в виде отдельно стоящих конических стоек, изготовленных из стальных труб большого диаметра с бетонным заполнением межкольцевого пространства - моно-подный опорный блок для освоения шельфовых месторождений на глубинах более 200 м с возможными ледовыми нагрузками.

6. Для исследования НДС моноподных трубобетонных опорных блоков сплошного сечения под действием статических нагрузок разработана и изготовлена силовая экспериментальная установка, которая позволяет выполнять одновременное нагружение трубобетонной колонны как продольным, так и поперечными нагрузками и обеспечить наступление предельного состояния объекта по потере устойчивости. Аналогов силовая установка не имеет.

7. Изучено напряженно-деформированное состояние сжато-изогнутых трубобетонных опорных блоков колонн сплошного поперечного сечения под действием статических продольных и поперечных нагрузок.

Получены новые данные об изменении НДС и установлено, что нелинейное деформирование конструкционных материалов трубобетонных опорных блоков проявляется на самых ранних стадиях загружения МСП.

8. Разработана и реализована универсальная компьютерная программа расчета устойчивости сжато-изогнутых трубобетонных стержней.

Универсальность программы проявляется и в возможности расчёта просто трубчатых (без заполнителя) конструктивных элементов платформ, труб с частичным (не на всю длину) заполнителем внутренней полости, а также композитных трубобетонных конструкций. При необходимости программа позволяет оценивать снижение несущей способности сжатых конструктивных элементов платформ, деформировавшихся в процессе эксплуатации.

9. Достоверность и точность результатов численного решения доказана экспериментами над опорными колоннами и панелями трубобетонных опорных блоков МСП, загружаемых продольными и поперечными квазистатическими силами.

10. С использованием идеи интегрального модуля В.М. Бондаренко предложена и экспериментально обоснована расчётная методика эквивалентных модулей деформаций трубобетонных сжато-изогнутых конструктивных элементов опорных блоков МСП как моноподных, так и решетчатых, учитывающая их нелинейное деформирование и позволяющая эксплуатировать типовые программы расчёта несущей способности платформ, как методом сил, так и методом перемещений в МКЭ линейной строительной механики.

11. Впервые предложена инженерная методика расчёта несущей способности по потере устойчивости трубобетонных колонн при одновременном действии внецентренно приложенной продольной силы и равномерно распределенной поперечной нагрузки. Приведены графики определения коэффициента снижения несущей способности по потере устойчивости.

12. Выполненное совершенствование методов динамического расчета гибких опорных блоков позволяет представить представить новую методику расчетного обоснования динамики подобных гидротехнических сооружений при гармоническом и случайном волнениях. При расчёте интегрально учитывается ряд нелинейных факторов: упругопластические деформации материалов, из которых изготовлены опорные блоки; нелинейность, обусловленная учетом вертикальных перемещений узлов; нелинейное взаимодействие конструкций опорного блока с грунтом и с морской средой с учетом случайных факторов.

13. Предложены математические модели различной степени точности, учитывающие указанные выше типы нелинейностей. Составлены программы для получения численных результатов.

14. Для стержневых стальных, трубобетонных и смешанных конструкций МСП проведенные численные эксперименты, позволили определить НДС опорных блоков и построить амплшудно-частотные характеристики нелинейных (в том числе, случайных) колебаний опорных блоков МСП. Получены необходимые для практических расчетов значения коэффициентов динамичности, удобные для использования в практических расчетах.

15. Впервые предложена обоснованная методика исследования динамики моноподных трубобетонных опорных блоков МСП кольцевого сечения при учете перечисленных выше нелинейных факторов.

16. Впервые исследовано и представлено изменение НДС трубобетонных моноподов под действием волн различной длины и высоты. Это позволяет заранее прогнозировать уровень НДС опорных блоков в местах их установки.

17. Исследования диссертации подтвердили эффективность и высокую технологичность трубобетонных моноподов, как опорных конструкций МСП.

18. Разработки, представленные в диссертации, использовались при проектировании трубобетонных ледостойких платформ в ВНИПИшельфе, а также при анализе НДС технологических морских площадок, запроектированных ЛенморНИИПроектом.

19. В результате диссертационного исследования представлено расчётное обоснование определения несущей способности трубобетонных опорных блоков МСП по первому предельному состоянию при учёте перечисленных выше нелинейных факторов при статических и динамических силовых воздействиях, была подтверждена эффективность трубобе-тона, как конструкционного материала, что позволило решить важную научную проблему расчёта новых современных гидросооружений, имеющих важное хозяйственное значение, внедрение результатов исследования позволяет внести значительный вклад в развитие экономики страны при освоении шельфовых месторождений углеводородного топлива.

Основные результаты опубликованы в следующих работах:

В статьях:

1. Шеховцов В.А. Экспериментальные исследования трубобетонных ферм // Металлические конструкции и испытания сооружений: Сб. научн. трудов/ЛИСИ. Л., 1977. С. 64-69.

2.Шеховцов В .А., Санжаровский P.C. К вопросу устойчивости сжато-изогнутых стержней из композитных материалов // Металлические конструкции и испытания сооружений: Сб. научн. трудов / ЛИСИ.-Л., 1978. С. 50-57.

3.Шеховцов В.А. Некоторые результаты экспериментального и теоретического исследования устойчивости сжато-изогнутых комплексных стержней // Статика и динамика сложных механических систем и строительных конструкций: Сб. научн. трудов / ЛИСИ. - Л., 1981. С. 81-88.

4.И1еховцов В.А. Результаты экспериментально-теоретического исследования устойчивости сжато-изогнутых комплексных стержней. / Ленинградский инженерно-строительный ин-т. — М., 1981 - 6с. — Деп. В ВНИИПС, 1981, № 9, № 2716.

5.111еховцов В.А. Об устойчивости сжато-изогаутого комплексного стержня в упруго-ползучей среде / Ленинградский инженерно-строительный ин-т. - М„ 1981 - 7с. - Деп. В ВНИИПС, 1981, № 5, № 2467.

6.Шеховцов В.А., Мутаоа И.А. Устойчивость составных трубобетон-ных элементов с плоской стенкой при поперечном изгибе // Металлические конструкции и испытания сооружений: Сб. научн. трудов / ЛИСИ. Л., 1985. С. 92-99.

7. Сковородкин М.С., Щеховцов В.А., Рыжаков H.H., Глубочанский А.Д. Системный подход в решении проблемы создания гидротехнических нефтегазопромысловых сооружений // Научно-техническое достижение № 88-021 / ЦООНТИ-Всесоюзно научно-исследовательский институт организации управления экономики нефтегазопромысловой промышленности. М., 1988. С. 1-4.

8.Шеховцов В.А., ЧипигаИ.А. К вопросу определения изменения напряженно-деформированного состояния и перемещений гидротехнических сооружений из композитных материалов при нестационарном загру-жении // Морские сооружения континентального шельфа: Сб. научн. докладов. ВНИПИшельф. Севастополь 1989.С. 62-64.

9.Шеховцов В.А., ШхинекК.Н., Мацкевич Д.Г., Яковлев В.В., Пя-тецкийА.В. Системный подход к расчету опорного моноблока морской стационарной ледостойкой платформы // Нефтяная промышленность СССР: научно-технич. сб. / ВНИИОЭНГ. М., 1989, № 10. С. 16-17.

Ю.ШеховцовВА., Рыжаков Н.П., Глубочанский А.Д. Опыт разработки, адаптации и эксплуатации комплекса программ автоматизации проектирования стационарных платформ // Морские нефтегазопромысловые сооружения: сб. научн. трудов. Рига, 1989. С. 36-39.

П.Товстик П.Е., Шеховцов В.А.. Математические модели динамики морских стационарных платформ. Одиночная консоль. // Вестник С.-Петерб. ун-та. Сер. 1, N 2. 2005. С. 129-143.

12. Щеховцов В.А. Колебания опорных блоков морских стационарных платформ при волнении // Научно-технические ведомости СПбГТУ, №4,2005. С. 42-47.

13.Tovstik Р.Е, Tovstik Т.М. Shekhovtsov V.A., On the Mariner Fixed Offshore Platform Dynamic Under Random Wave Forces // XXIII Summer school - Conference «Advanced Problems in Mechanics»: Book of Abstracts. -СПб., 2005. С. 91.

14. Товстик П.Е., Товстик Т.М., Шеховцов В.А. Моделирование колебаний морской стационарной платформы при случайном волнении // Вестник С.-Петерб. ун-та, Сер. 1, №4,2005. С. 61-69.

15. Shekhovtsov V., Tovstik P., Tovstik T. On the Mariner Fixed Offshore Platform Dynamics Under Action of the Random Wave Forces II 1 Magdeburger Mashienenbau Tage: Tagungsband, Magdeburg, 2005. Pg. 118-126.

16. П.Е.Товстик, Т.М.Товстик, В. А .Шеховцов. Метод осреднения в задаче о волновом воздействии на морскую стационарную платформу // Четвертые Поляховские чтения: Тезисы докладов международной научной конференции по механике. СПб. 2006. С. 82.

17. Шеховцов В.А. Модули эквивалентной жесткости композитных блоков морских стационарных платформ при квазистатическом нагруже-нии // Гидротехническое строительство, № 3,2008. - с. 38-40.

18. Шеховцов В.А. Нзгибная жесткость композитного опорного блока морской стационарной платформы при резонансных колебаниях // Промышленное и гражданское строительство, № 12,2007. С. 29-30.

19.Шеховцов В.А. О свободных и вынужденных колебаниях опорного блока морской стационарной платформы // Промышленное и гражданское строительство, № 1,2008., С. 46-48.

20. Шеховцов В А. Математическая модель динамического поведения композитного конического опорного блока морской стационарной платформы // Промышленное и гражданское строительство / № 3,2008. С. 23-25.

21. Шеховцов В.А. Экспериментально-теоретическое исследование напряженно-деформированного состояния трубобетонной панели опорного блока морской стационарной платформы // Промышленное и гражданское строительство № 4,2008. С. 26-28.

22. Товстик П.Е., Товстик Т.М., Шеховцов В.А. О волновом воздействии на морскую стационарную платформу ферменного типа // Всероссийский семинар по аэрогидродинамике. Избранные труды, СПб, 5-7 февраля 2008 г. СПб.: СПбГУ, 2008, С. 100-105.

23. Шеховцов В.А. Колебания морской стационарной платформы при различных моделях взаимодействия опорного блока с волнами // Промышленное и гражданское строительство, № 5,2008. С. 41-42.

24. Шеховцов В.А. Расчетная модель симметричной морской стационарной платформы // Гидротехническое строительство, № 9,2008., С. 36-44.

25.Шеховцов A.C., Шеховцов В.А. Экспериментальное исследование несущей способности стержневых элементов пологого деревянного сетчатого купола // Промышленное и гражданское строительство, № 5, 2009. С. 47-49.

26. Товстик П.Е., Шеховцов A.C., Шеховцов В.А. Ферма Мизеса как расчётная модель пологого сетчатого купола при кратковременном и длительном нагружениях // Промышленное и гражданское строительство, № 10,2009. С. 41-43.

В монографиях:

1. Шеховцов В.А., Гусейнов И.Г. Несущая способность морских стационарных платформ: С.-Петерб. Гос. архитектурно-строит. ун-т.-СПб., 2003. - 350 с [17,5] Библиогр.: С. 329-344.- 1000 экз. - ISBN 5-92270014-6.

2. Шеховцов В.А. Случайные нелинейные колебания опорных блоков морских стационарных платформ: С.-Петерб. Гос. архитектурно-строит. ун-т.- СПб., 2004. - 246 с [15,4] Библиогр.: С. 230-243.- 1000 экз. -ISBN 5-9297-0014-7.

Типография ООО «Наша Марка» 195220, Санкт-Петербург, Гжатская ул., 21. Объем 2,0 п л. Тираж 100. Заказ 23.

ВВЕДЕНИЕ

Глава 1. Анализ развития конструкций сооружений морских стационарных платформ

1.1. Зарубежный опыт

1.1.1. Мелководные платформы

1.1.2. Глубоководные платформы

1.1.3. Гибкие платформы

1.2. Отечественный опыт

1.2.1. Пример обустройства шельфовых месторождений углеводородного топлива Каспия

1.2.2. МСП на шельфах Азовского, Черного и Северного морей

1.3. Цели и задачи теоретического и экспериментального обоснований несущей способности сжато-изогнутых анкерных свай и стоек опорных блоков из трубобетона

1.4. Выводы

Глава 2. Теоретическое обоснование расчета несущей способности трубобетонных опорных блоков МСП по первой группе предельных состояний при кратковременном квазистатическом нагружении. Метод эквивалентного модуля.

2.1. Исследования устойчивости трубобетонных колонн блока при кратковременном загружении

2.1.1. Выводы

2.2. Теоретическое обоснование предельного состояния по потере устойчивости сжато-изогнутого трубобетонного элемента опорной колонны, трубобетонной сваи МСП при кратковременном загружении

2.3. Алгоритм расчетного обоснования несущей способности трубобетонного опорного блока МСП методом КЭ в варианте метода сил с использованием "Эквивалентного модуля"

2.4. Выводы

Глава 3. Экспериментальные исследования изменения напряжённодеформированного состояния трубобетонных колонн и панелей пространственных трубобетонных опорных блоков МСП под действием продольных и поперечных квазистатических нагрузок

3.1. Определение механических характеристик материалов обоймы и сердечника трубобетонных опорных колонн МСП

3.2. Экспериментальное исследование сжато-изогнутых трубобетонных колонн

3.3. Сравнение теоретических и экспериментальных результатов Статистическая обработка результатов

3.4. Экспериментальное исследование поведения трубобетонной решетчатой панели опорного блока МПС при квазистатическом нагружении

3.5. Проверочные расчеты несущей способности сжато-изогнутой трубобетонной панели опорного блока МСП

3.6.Практическая методика расчёта несущей способности сжато-изогнутых трубобетонных конструктивных элементов МСП

3.7. Выводы

Глава 4. Обоснование и выбор метода динамического расчёта трубобетонных опорных блоков МСП, учитывающего их нелинейное деформирование при нелинейном взаимодействии с грунтовым основанием под действием случайного волнения

4.1. Модель жесткого основания

4.2. Волновые нагрузки на опоры сооружений при случайном волнении

4.3. Учет податливости МСП при определении нагрузки от случайного волнового воздействия

4.4. Учет податливости основания МСП

4.5. Приближенные методы расчета свободных и вынужденных колебаний конструкций

4.6. К вопросу о постановке задач динамики трубобетонных МСП

4.7. Выбор расчетной модели для динамического расчета трубобетонных опорных блоков МСП

4.8. Уравнения колебаний симметричной трубобетонной платформы

Расчётный алгоритм моноблочных опорных блоков

4.9. Выводы

Глава 5. Динамический расчёт решётчатых опорных блоков МСП и трубобетонных конических моноподов с трёхслойным поперечным сечением

5.1. Описание конструкции решетчатого блока МСП и ее основная математическая модель

5.2. Малые свободные колебания решётчатой МСП

5.3. Расчётное обоснование силового гармонического и случайного волновых воздействий на решётчатый опорный блок

5.4. Исследование влияния массы верхнего строения, эксцентриситета на колебания блока

5.5. Исследование поведения решётчатого опорного блока при случайном волнении

5.5.1. Выводы

5.6. Колебания трубобетонного монопода кольцевого сечения при волновых воздействиях регулярного и случайного характеров

5.6.1. Выводы

С конца 70-х годов прошлого столетия бурными темпами развивается мощнейший отечественный научно-промышленный комплекс по освоению углеводородных топливных месторождений на шельфе морей и океанов государства.

Важнейшей проблемой являлось обеспечение добычи нефти и газа с больших глубин в различных климатических условиях. Результаты решения этой проблемы, прежде всего, зависели от решения главной задачи -обеспечения в необходимых объемах строительства морских стационарных платформ (МСП) для бурения и добычи на глубинах моря в 200^300 м [61; 126; 123].

В связи с этим в Ленинграде, Баку, Выборге, Черноморске были запущены в производство заводы с уникальным технологическим оборудованием, позволявшим изготавливать самые сложные конструктивные формы морских стационарных платформ.

Головные' специализированные научно-исследовательские проектно-конструкторские организации, такие, как ВНИПИ «Шельф» [170], ВБИЛИ «Морнефтегаз», НИПИ «Гипроморнефтегаз», решали задачи по разработке и внедрению проектов МСП, а также задачи по обустройству морских месторождений. НИПИ «Гипроморнефтегаз» разработал и внедрил программу исследований по созданию конструкций для освоения, месторождений со сложными условиями волнообразования и сейсмики [61; 38].

Актуальность проблемы освоения шельфовых месторождений углеводородного топлива для России еще более возрастет в XXI веке [125; 83; 37; 50].

В проектной практике опорные блоки рассчитываются методом конечных элементов с использованием вычислительной техники, как пространственные конструкции с жесткими узлами [169].

Сооружения, как правило, рассматриваются состоящими из идеально упругих и линейно деформируемых стержней. В этом случае используется принцип независимости действия сил, согласно которому эффект совместного действия сил равен сумме эффектов действия каждой силы в отдельности.

Однако практика эксплуатации и экспериментальные исследования поведения смонтированных МСП показали, что для установления истинного уровня предельного загружения опорных блоков МСП как вертикальными нагрузками постоянного действия, так и поперечными кратковременными нагрузками необходимо учитывать нелинейное поведение стальных трубчатых морских конструкций [289].

При расчете таких сооружений встречаются два основных типа нелинейностей. Первый из них связан с нелинейностью зависимости сг = <т(£) , которой характеризуется работа материала в упруго-пластической стадии. Второй тип связан с геометрической нелинейностью, когда перемещения конструкции вызывают значительные изменения ее геометрии и уравнения равновесия необходимо составлять для деформированного состояния [144; 147]. Учет любого из этих типов нелинейности проводит к разрешающей системе уравнений, содержащей нелинейные относительно определяемых неизвестных члены [289]. Присутствие в уравнениях нелинейных членов не позволяет получить их решение в замкнутом виде и приходится использовать различные процедуры последовательных приближений [289; 144]. Как отмечается в [142], расчет стержневых систем с учетом физической и геометрической нелинейностей связан с большими трудностями, как при формировании разрешающих уравнений, так и при их решении и формировании всего процесса расчета на ЭВМ.

Малоисследованной областью осталась работа конструктивных элементов платформ при одновременном действии продольной и поперечной нагрузок. Практически все конструктивные элементы блоков подвергаются мощному воздействию внешних статических и динамических сил. Особенно невыгодной с точки зрения несущей способности является работа сжатых конструктивных элементов, предельное состояние которых может наступить по потере общей устойчивости.

Перспективными конструкционными материалами для глубоководных и ледостойких платформ становятся трубобетонные стержневые элементы для решетчатых конструкций и мощные моноподные сталебетонные опорные блоки [138; 11; 265; 242; 258; 225].

Использование таких композитов при строительстве МСП стало возможным благодаря исследованиям отечественных ученых: Броуде В.М. [23], Дободугло Н.Г. [51], Кикина А.И. [69], Росновского В.А. [156], Санжаровского P.C. [164; 108], Стороженко Л.И. [180], Трулля В.А. [192] и др. и зарубежных ученых: Gardner N.J. [240], Neogi P., Sen H., Chapmen T. [270], Nakai H., Yoshikawa O. [268], Matsumoto Y., Fukuzawa K. [260], Furlong R. [247] и др. Гаджиев Ф.М. [38], Махмудов1 М.С. [113], Салимов C.B. [161], Садыгов Ф.М. [160] и др. исследовали поведение трубчатых свай с цементным заполнением.

Однако следует отметить, что при всей многочисленности исследований самых разнообразных аспектов поведения трубобетонных опорных элементов платформ исследователи ограничивались при определении несущей способности таких стержней применением упрощенной расчетной схемы внецентренного сжатия, заменяя действие поперечной нагрузки действием эквивалентных концевых моментов. В случае трубобетонных элементов это вряд ли допустимо, поскольку уже с начальных уровней нагружения начинают сказываться нелинейные проявления, а результаты расчетов по упрощенной схеме получаются не адекватными действительному уровню его предельного состояния. В' связи с этим понятна важность обоснования теоретических и экспериментальных исследований работы конструктивных комплексных элементов МСП при одновременном действии продольных и поперечных сил [224; 218; 221; 220; 213].

С освоением глубинных месторождений возникли проблемы с определением величины динамической реакции сооружения на случайное волновое воздействие. Инструментальные наблюдения за колебаниями платформ в морях показали, что период собственных колебаний опорного блока становится переменной величиной [171]. Многократно повторяющиеся горизонтальные перемещения, придонной части блока вызывали увеличение деформаций в грунтах основания и. приводили к уменьшению несущей способности. В ряде случаев величина этого снижения достигала 50% [80].

Отечественные и западные исследователи в [234; 289; 86; 122; 44] и других работах установили нелинейные зависимости перемещений опорных блоков и свайных оснований от периодических внешних сил и сил взаимодействия конструкции с водной и грунтовыми средами. Наличие вертикальной силовой- составляющей вносит дополнительные изменения в напряженно деформированное состояние (НДС) всей системы. Так, исследования, проведенные Булгаковым Ш1В: [24], показали существенную нелинейную' неравномерную по времени осадку опор блока с перераспределением внутренних усилий.

Анализ развития конструкций» опорных блоков МСП показал, что- в настоящее время, отечественные и западные разработки при большом, разнообразии конструктивных решений платформ, стремятся свести отношение ширины блока на дне. к его высоте не менее 0.5 [175]. Этот прием4 позволяет проектировщикам упростить, расчетные модели- сооружения- и рассматривать, например, раздельно взаимодействие опорного блока с волнами; а свайного, основания с грунтом. Однако при таком подходе с увеличением глубин-чрезмерно возрастает материалоемкость и стоимость сооружений, а строительство • таких МСП: становится экономически нецелесообразным при глубинах, близких к 500 м.

От качества моделей. [127], описывающих динамическое силовое воздействие волн на опорные блоки, зависит степень достоверности в определении НДС конструкций МСП'. Волновые нагрузки представляют собой случайные поля возмущений, и их математическое описание вызывает большие затруднения. Несмотря на то, что объем научных исследований по изучению ветровых волн и их воздействию на морские гидротехнические сооружения за последние 50 лет существенно возрос [203], общая гидродинамическая теория реального волнения до сих пор не создана [61]. Гидротехнические сооружения, особенно на глубинах свыше 100 м с периодом колебаний конструкции, близким к среднему периоду расчетного морского волнения, следует рассматривать как гибкие [199].

Повышенная массивность опорных конструкций и большие размеры придонной части в плане есть ни что иное, как особый конструкторский, зачастую нормированный способ линеаризации целого ряда нелинейностей: нелинейности диаграммы CT —s конструкционных материалов, нелинейности взаимодействия с грунтом, нелинейности сдвиговых деформаций, геометрической нелинейности.

Алешков Ю.З; [1], ArmsenÄ., BekganP. [233], Бреббиа, Уокер [22], Браштейн М.Ф. [10], Фуртенко В.П; [68; 200; 198; 68], Литонов O.E. [97; 100], Шхинек К.Н. [226] и другие учитывали при расчетах те или иные частные случаи нелинейностей. Их работы показывают, насколько сложны в решении эти задачи и насколько важны получаемые результаты даже при использовании весьма приближенных моделей. Трудности, возникают, в частности, из-за того, что в нелинейных^ системах не выполняется принцип суперпозиции. Важным является также тот факт, что частота колебаний нелинейной системы зависит от амплитуды.

При решении дифференциальных уравнений вынужденных изгибных колебаний стоек, моделирующих опорные блоки МСП, исследователи [203; 22] использовали различного рода линеаризации; В [189] проведено сравнение решений- нелинейных дифференциальных уравнений движения тела при гармоническом и стационарном узкополосном случайном возбуждении, полученных приближенными методами гармонической и статистической линеаризации, с результатами численного моделирования. Выяснено, что в диапазонах частот, близких к резонансным, линеаризованные модели неприемлемы.

Таким образом, упомянутые выше проблемы, возникающие при проектировании МСП, позволили сформулировать следующие задачи предлагаемого исследования:

- обосновать расчет несущей способности опорных блоков МСП с учетом упруго-пластических деформаций трубобетонных конструктивных элементов при одновременном действии продольной и поперечной квазистатических нагрузок;

- провести экспериментальные исследования изменения НДС опорных колонн и панелей блоков МСП из трубобетона и получить результаты сравнительного анализа эксперимента и теории;

- обосновать расчет динамической несущей способности трубобетонных опорных блоков МСП при случайных силовых воздействиях при нелинейном деформировании конструкционных материалов, при нелинейных перемещениях собственно конструкции опорных блоков и конструкций их крепления к морскому дну;

- для ряда типовых конструкций МСП получить результаты численного эксперимента, учитывающие влияние этих факторов на динамическое поведение МСП.

Поставленные задачи определили и очередность выполнения этапов работы, которые последовательно представлены в шести главах диссертации.

Первая глава посвящена краткому анализу развития конструкций МСП как за рубежом, так и в нашей стране. Приводится классификация МСП по различным признакам. Выделяются три основных группы МСП, которые определяют различные способы расчёта этих гидротехнических сооружений:

- мелководные МСП;

- глубоководные платформы;

- гибкие сооружения.

Увеличение глубин освоения месторождений потребовало исследования новых конструкционных материалов. Появились платформы бетонные, сталежелезобетонные, а также состоящие из комбинации стальной трубы оболочки) и бетонного ядра - трубобетонные. Эти платформы могут быть как моноблочные, так и стержневые. Такие сооружения обладают существенным преимуществом, которое особенно проявляется при ледовых воздействиях.

Было установлено, что в.настоящее время отсутствуют теоретические и экспериментальные исследования комплексных трубобетобнных конструкций опорных блоков при одновременном действии продольных и поперечных нагрузок при нелинейных проявлениях процесса деформирования конструктивных элементов; отсутствуют методы быстрого и адекватного расчетного обоснования динамического поведения МСП при периодических силовых воздействиях.

Во второй главе анализируются результаты работ ряда учёных по расчёту нелинейного поведения конструкционных материалов и нелинейных перемещений самих конструкций МСП. Отмечается^ большой вклад в развитие нелинейных теорий деформирования^ отечественных и зарубежных исследователей: Арутюняна Н.Х., Болотина В.В., Гвоздева A.A., Генки Г., Гольденблата И.И., Грина А.Э., Ильюшина A.A., Ишлинского А.Ю., Кармана. К., Качанова JI.M., Кирхгофа Г., Клюшникова В1Д., Коши О., Леви М., Новожилова В.В., Прагера В., Работнова Ю.Н., Снитко Н.К., Феодосьева В.И., Хилла Р. и многих других.

В области определения предельных нагрузок на конструкции отмечается роль Баха Г., Безухова Н.И., Гвоздева A.A., Гарстнера Д.И., Прандля, Прагера A.A., Папковича П.Ф., Ржаницина А.Р. и др.

Подводится итог краткому анализу способов? определения, несущей способности стержневых конструкций при учёте вертикальных и горизонтальных квазистатических нагрузок, из которого следует, что при проектировании МСП, включающих трубобетонные конструктивные элементы, использование линейного параметра El, характеризующего изгибную жёсткость, невозможно, поскольку в условиях интенсивного загружения эта величина переменная и является функцией взаимодействия стальной обоймы и бетонного ядра.

Анализируется метод интегрального модуля деформаций В.М. Бондаренко. При этом устанавливается, что предложенный им алгоритм определения параметра Е1 довольно сложен и имеет ряд условностей, снижающих достоверность результатов вычислений. Эти недостатки исправляются применением результатов теоретического исследования изменения напряжённо-деформированного состояния сжато-изогнутых комплексных стержней в нелинейной постановке при заданном законе изменения внешнего квазистатического загружения. По разработанному алгоритму в любой промежуток времени увеличения нагрузки в любом сечении стержня вычисляются значения краевых деформаций, а также величины прогибов. Наличие этих параметров позволяет на каждом шаге интегрирования определять жёсткостные характеристики расчётных сечений ЕР и EJ конструкционных элементов. Ни один из проанализированных современных методов расчёта стержневых конструкций такими переменными характеристиками не оперирует. Эти характеристики назвали эквивалентными (изгибными) модулями расчетного сечения.

Использование эквивалентных модулей при расчёте трубобетонных стержневых конструкций опорных блоков МСП методом конечных элементов (КЭ) позволяет эксплуатировать отлаженные типовые программы и по предлагаемому алгоритму определять уровень предельного квазистатического загружения конструкций опорного блока МСП продольными и поперечными силами.

Третья глава посвящена экспериментальным исследованиям трубобетонных элементов МСП при различных схемах загружения продольными и поперечными квазистатическими силами. Исследования проводились с целью выявления фактической работы опорных колонн и панелей МСП от начальных стадий загружения до момента перехода в предельное состояние при потере общей устойчивости.

Приводятся результаты сравнительного анализа характеристик НДС расчётных сечений, полученных как в процессе численного решения, так и экспериментальным путём на каждом шаге загружения. Отмечается, что предельное состояние конструктивных комплексных элементов наступает при ярко выраженных нелинейных проявлениях нарастания деформаций и прогибов при потере общей устойчивости. Согласованность теоретических и экспериментальных величин позволяет сделать вывод об адекватном описании процесса деформирования разработанной теоретической моделью.

В четвёртой главе выполняется обзор расчётных методов динамического поведения МСП, приводятся результаты исследований силового воздействия ветрового волнения на шельфовые гидротехнические сооружения. Работы отечественных учёных: Алешкова Ю.З., Барштейна М.Ф., Гайдук O.A., Глуховского Б.Х., Иванова C.B., Каплуна В.В., Каспарсона A.A., Крылова Ю.М., Майорова Ю.Б., Мирзоева Д.А., Мищенко С.С., Фуртенко В.П., Халфина И.Ш., Хаскинда М.Д., Шестакова Ю.Н. и др., а также работы иностранных учёных: Джонсона, Морисона, Гаррисона и др. позволили разработать методику расчёта горизонтальных нагрузок от регулярных волн при обтекании опоры плоскопараллельным неустановившимся потоком идеальной жидкости при модели жёсткого основания.

При определении волновых нагрузок на податливое гидротехническое сооружение расчёт значительно усложняется и даже при регулярном волнении требует применения численных методов, поскольку при обтекании волнами податливой опоры возникают колебания последней, и уже требуется учитывать не абсолютные значения скоростей и ускорений частиц жидкости, а относительные скорости и ускорения между частицами жидкости и соответствующими точками опоры.

Представление силового давления на опоры МСП от регулярных волн с постоянными расчётными параметрами не отражает истинной природы ветрового волнения, которое всегда нерегулярно. Решением задачи и разработкой инженерных методов расчёта воздействия случайного волнения на обтекаемые преграды и сооружения- сквозной конструкции в нашей стране занимались Алешков Ю.З., Барштейн М.Ф., Литонов O.E. Лужин О.В.,

Каспарсон A.A., Крылов Ю.М., Фуртенко В.П., Халфин И.Ш. и др., а за рубежом - Пирсон, Холмс, Боргман и др.

Согласно спектральной модели колебания взволнованной поверхности описываются суммой большого числа гармонических колебаний с разными частотами, случайными амплитудами и фазами. В этом случае волновой процесс в точке может быть охарактеризован энергетическим спектром. Расчёт нагрузок иллюстрируется на основе разработок Алешкова Ю.З.

Известные методы анализа случайных колебаний МСП дают возможность определять вероятностные характеристики НДС системы и получать информацию о ее статистических свойствах, важную для оценки надёжности МСП на основе коэффициентов динамичности.

Для исследования колебаний нелинейных систем при случайном воздействии часто используется метод статистической линеаризации, который заключается в замене нелинейной случайной величины линейной. Принятие допущения о нормальном законе распределения случайных функций приводит в окрестности резонанса к ошибочным выводам. Понятно, что такой приём линеаризации даёт неверные результаты при установлении величины коэффициентов динамичности.

Податливость конструкции МСП при силовом волновом воздействии зависит не только от её жёсткостных характеристик, но и от величин перемещений фундаментов. На сваи платформ передаются значительные как продольные, так и поперечные усилия. Горизонтальные нагрузки достигают 20% от вертикальных. Сваи погружают на глубины 100 и более метров. В этом случае необходимо учитывать нелинейную деформируемость неоднородного грунтового основания, комбинированный характер внешних нагрузок, пространственный характер их приложения.

Последние годы характеризуются значительным прогрессом в развитии методов расчёта, проектирования и строительства свайных фундаментов. Теоретические основы методов расчёта свай разрабатывались отечественными учёными. Это Абелев М.Ю., Березанцев В.Г., Вялов С.С., Гольдин A.A.,

Гольдштейн М.Н., Горбунов-Посадов М.И., Долматов Б.И., Егоров К.Е., Зарецкий Ю.К., Малышев М.В., Соколовский В.В., Ухов С.Б., Флорин В.А., I

Цытович H.A. и многие другие. Большая роль в систематизации результатов исследований и в совершенствовании методов расчёта принадлежит Барвашову

B.А., Бартоломею A.A., Глушкову Г.И., Голубкову В.Н., Снитко Н.К., Федоровскому В.Г. и др.

Однако даже для сооружений наземного типа методы расчёта осадок различных свайных фундаментов недостаточно разработаны. Это объясняется тем, что чрезвычайно сложно учесть многочисленные факторы, влияющие на несущую способность и осадку свай при их работе в составе различных свайных фундаментов и в различных грунтовых условиях. Методы расчёта горизонтально нагруженных свай разделяют на две группы - для свай со свободной головой и для свай как рамных систем. Последние методы применяются, в основном, при расчёте фундаментов гидротехнических сооружений и свайных onçp МСП. Отмечается, что сваи МСП являются по существу одномерными линейными телами, и для них лучшим расчётным методом является расчёт, использующий метод нелинейных коэффициентов постели. Работы Кузнецова В.В., Колесникова Ю.М., Курилло C.B., Левачёва

C.Н., Хрунова И.В. и др. и иностранцев Поулоса, Ресела и др. обосновали использование метода «коэффициента отпора», который представляет собой отношение погонного вертикального отпора грунта к осадке соответствующего участка сваи. Этот коэффициент зависит не только от осадки, но и от глубины.

Делается вывод, что точные методы расчёта колебаний упругих систем являются достаточно громоздкими даже при расчёте сравнительно простых конструктивных элементов: неразрезных балок, простейших перекрытий, отдельных пластин. Проблема может разрешиться путём разработки методов расчёта, позволяющих рассматривать приближённо колебания сложных строительных систем [127; 18]. Известен инженерный приём прямой дискретизации, проводимый на стадии формирования расчётной модели. Конструкция в этом случае заменяется системой связанных между собой отдельных её частей. Конечное число степеней свободы элементов в модели позволяет использовать при выводе исходных разрешающих ч дифференциальных уравнений аппарат аналитической механики, в частности уравнения Лагранжа второго рода.

Сложность проблемы учёта упругопластических деформаций породила множество разнообразных гипотез и предположений по теоретической аппроксимации опытных закономерностей. В основе получения многих формул рассеяния энергии за счёт внутреннего трения лежат представления теории пластичности, в частности, принцип Мазинга. Рассматриваются несколько I подходов в описании моделей, учитывающих нелинейные свойства материалов: Ишлинского А.Ю., Сорокина Е.С., Пановко Я.Г., Фойгта.

Принимая всё сказанное во внимание, выбрали приемлемую расчётную схему платформы, которая позволила в дальнейшем исследовать поведение как решетчатых, так и моноблочных трубобетонных опорных блоков.

Строится основная математическая модель конструкции. Верхнее строение и фундамент моделируется абсолютно твердыми телами, жестко скрепленными с опорным блоком. Взаимодействие фундамента с грунтом считается нелинейным вязко-упругим. Решетки блока считаются абсолютно твердыми телами. Решетчатую конструкцию опорного блока моделируем эквивалентной стойкой, несущей сосредоточенные и распределенные массы. Ярусы между решетками в блоке моделируем упругими балками, работающими на изгиб и на сдвиг в плоскостях упругой* симметрии, а также на растяжение и на кручение. Учитываем только жесткости стержней (труб) яруса на растяжение-сжатие, пренебрегая их жесткостями на изгиб.

При колебаниях в воде к массе элементов конструкции добавляется присоединенная масса воды, а также масса воды внутри труб.

В случае симметричной платформы малые колебания разделяются на поперечные колебания в двух взаимно-перпендикулярных плоскостях, на крутильные колебания (вокруг вертикальной оси,) и на продольные (вертикальные) колебания. Для вывода уравнений используется вариационный принцип Остроградского-Гамильтона. Уравнения поперечных колебаний в плоскости наименьшей жесткости являются основными. Эти уравнения учитывают влияние осевого сжатия, инерцию поступательного и вращательного движения и сдвиг поперечных сечений. Потери в материале блока учитываются по гипотезе Сорокина. В уравнения движения фундамента входит нелинейная сила взаимодействия с грунтом.

Необходимым первым этапом исследований динамики конструкции является анализ различных видов малых свободных колебаний (изгибных в двух плоскостях, крутильных и продольных). Проведен анализ влияния различных факторов на частоты изгибных колебаний. Установлено, что наибольшее влияние на изменение первой частоты оказывают масса верхнего строения и угловая жёсткость грунта. При формировании приближённых моделей осевым сжатием и сдвигом можно пренебречь, инерцию же вращения, как верхнего строения, так и поперечных сечений блока следует учитывать.

В пятой главе на базе одномодового приближения проведен анализ динамики решётчатой конструкции под действием как гармонического, так и случайного стационарного плоского волнения. Моделирование случайного волнения основано на каноническом разложении случайного процесса. При расчетах использовались стандартные данные о спектральной плотности высоты волн.

Приводятся многочисленные результаты расчётов, как резонансной частоты, так и амплитуды вынужденных колебаний верхнего строения при изменении основных параметров системы — массы и эксцентриситета приложения нагрузки от верхнего строения, параметров нелинейной податливости грунта и потерь в нём, коэффициента потерь в конструкции, параметров гармонического и случайного волнения. Проведен анализ влияния этих факторов на коэффициент динамичности.

С целью оценки погрешности одномерного приближения рассмотрена более точная модель с 11 степенями свободы. Установлено, что одномерная модель обладает достаточной точностью для оценки динамического поведения конструкции.

В следующих параграфах пятой главы исследуется динамическое поведение МСП трубобетонной консольной стойки (монопода) в виде трубы переменного по высоте сечения на вязкоупругом грунте под действием гармонического или случайного волнения. Трубобетонный моноподный блок представляет собой трехслойную трубу, у которой наружный и внутренний слои стальные, а средний — бетонный. Рассмотрены также более простые модели стойки и проведено сравнение с результатами Халфина. При анализе используются теоретические разработки пятой главы.

Рассмотренная трубобетонная опорная колонна может служить основой для расчета реально проектируемой конструкции, поэтому в работе приводится подробный анализ ее динамики. Исследовалось поведение трубобетонной МСП при волнении. Был проведен анализ динамики конструкции в зависимости от ее параметров и параметров волнения; В- частности, установлено, что при случайном волнении коэффициент динамичности также является случайной величиной, причем с большим разбросом.

Значительное внимание уделено вычислению эквивалентного модуля, который здесь по модели Прандтля учитывает упруго-пластические деформации стали и бетона, а также тот факт, что бетон плохо работает на растяжение.

Рассмотренные задачи исследования динамического поведения моноподной трубобетонной конструкции были реализованы в системах дифференциальных уравнений,' учитывающих все указанные типы нелинейностей.

В шестой главе с использованием результатов предыдущих глав проводится анализ статики и динамики технологической площадки, расположенной вблизи берега на глубине 17.5 м. Площадка представляет собой прямоугольную железобетонную плиту с размером в плане 46x18 м, опирающуюся на 44 вертикальные или наклонные трубчатые сваи. Глубина забивки свай в грунт 27.25 м. Проект площадки был разработан ОАО

ЛенМорНИИПроект.

Проводится статический, и динамический расчет технологической площадки под действием собственного веса, нагрузки от работающего-оборудования' (тендеров), нагрузки от ветра, течения и льда, динамической." нагрузки от волнения. Определяются продольные усилия в сваях, максимальные напряжения, смещения платформы. Найден коэффициент запаса конструкции по напряжениям. Особое внимание уделяется деформации свай и вопросу их взаимодействия с грунтом. Было установлено, что наибольший вклад в НДС вносит вес конструкции, волновая и ледовая нагрузка.

Новые результаты; выносимые на защиту, сводятся к следующему: — с использованием идеи интегрального модуля Бондаренко В.М. была обоснована расчётная методика эквивалентных модулей деформации трубобетонных конструктивных элементов опорных блоков МСП, позволяющая^ эффективно- использовать традиционные расчетные методы линейной строительной механики в МКЭ для учёта нелинейных упругопластических деформаций трубобетонных опорных блоков; предложен и- экспериментально обоснован, расчетный метод получения значений) эквивалентных модулей деформации на основе выведенных систем дифференциальных уравнений, характеризующих НДС трубобетонных конструкций с учётом развития упруго-пластических деформаций; обоснована расчетная методика исследования* поведения МСП при гармоническом и случайном волнениях. При этом интегрально учитывается ряд нелинейных факторов- — упругопластические деформации материалов; нелинейность, обусловленная учетом вертикальных перемещений узлов; нелинейное взаимодействие конструкций опорного блока с морской средой и основанием с учётом случайных факторов; выведены системы дифференциальных уравнений, учитывающих' указанные выше типы нелинейностей, и составлены компьютерные программы^ для получения численных результатов; проведены численные эксперименты, позволившие определить амплитудночастотные характеристики нелинейных случайных колебаний опорных блоков )

МСП, получены необходимые для практических расчётов значения коэффициентов динамичности; обоснована теория динамического поведения МСП - трубобетонного монопода, изготовленного из комплекса в поперечном сечении состоящего из нескольких стальных колец и бетонного заполнения межкольцевого пространства; впервые представлено расчётное обоснование определения несущей способности трубобетонных опорных блоков МСП по первому предельному состоянию при статических и продольно-поперечных и динамических воздействиях

Выводы.

1. Конструкция спроектирована с большим запасом как по осевым усилиям в сваях, так и по напряжениям.

2. Небольшое превышение осевого усилия у наиболее загруженных свай по сравнению со значением Р*=387 (т), при котором происходит дальнейшее погружение свай в грунт, приводит лишь к перераспределению усилий в сваях, поэтому большой запас по усилиям не нужен. Однако этот вопрос требует дальнейших исследований.

3. Уточнение данных о направлении момента от работающего оборудования, и особенно о грунте позволило бы получить более точную информацию о работе конструкции и ее коэффициенте запаса.

Заключение по диссертационной работе

Основными результатами, выводами и рекомендациями диссертационного исследования являются следующие:

1. Установлено, что перспективными конструкциями в опорных блоках МСП при действии сжимающих усилий являются трубобетонные комплексы, представляющие собой комбинацию стальной трубы с бетонным сердечником и используемые как для пространственных, так и для моноподных конструктивных решений;

2. Применение трубобетона значительно повышает несущую способность блоков МСП, защищает стальные трубы от потери местной устойчивости. В ряде случаев заполнение внутреннего межтрубного пространства бетоном используется как вариант усиления трубчатых стальных элементов блоков. Заполнение трубчатых опорных колонн бетоном создает эффект ледостойкости. В целом эти конструкции наиболее технологичны и наиболее приспособлены к восприятию волновых и ледовых нагрузок;

3. Существующая нормативная база не позволяет на сегодняшний день выполнить расчётное обоснование трубобетонных опорных блоков МСП по первой группе предельных состояний по прочности и устойчивости как при действии статических, так и динамических внешних силовых воздействий как продольного, так и поперечного направлений их действия.

4. В соответствии с поставленной в диссертации целью исследования разработаны новые конструкции трубобетонных опорных блоков МСП как решетчатые, так и моноподные. В качестве объекта исследования впервые запроектированы и изготовлены плоские стержневые трубобетонные панели опорных блоков с бесфасночным узловым соединением трубчатых и трубобетонных конструктивных элементов, обеспечивающих плотное контактное примыкание бетонного ядра к трубчатой поверхности соединяемых элементов.

5. Для исследования динамического поведения предложена новая конструктивная форма гибкого опорного блока МСП в виде отдельно стоящих конических стоек, изготовленных из стальных труб большого диаметра с бетонным заполнением межкольцевого пространства -моноподный опорный блок для освоения шельфовых месторождений на глубинах более 200 м с возможными ледовыми нагрузками.

6. Для исследования НДС моноподных трубобетонных опорных блоков сплошного сечения под действием статических нагрузок разработана и изготовлена силовая экспериментальная установка^ которая позволяет выполнять одновременное нагружение трубобетонной колонны как продольным, так и поперечными нагрузками и обеспечить наступление предельного состояния объекта по потере устойчивости. Аналогов силовая установка не имеет.

7. Изучено напряженно-деформированное состояние сжато-изогнутых трубобетонных опорных блоков колонн сплошного поперечного сечения под действием статических продольных и поперечных нагрузок.

Получены новые данные об изменении НДС и установлено, что нелинейное. деформирование конструкционных материалов трубобетонных опорных блоков проявляется на самых ранних стадиях загружения МСП.

8. Разработана и реализована универсальная компьютерная программа; расчёта устойчивости сжато-изогнутых трубобетонных стержней. Универсальность программы проявляется и в возможности расчёта просто трубчатых (без заполнителя) конструктивных элементов платформ, труб с частичным (не на всю длину) заполнителем внутренней полости, а также композитных трубобетонных конструкций. При необходимости программа позволяет оценивать снижение несущей способности сжатых, конструктивных элементов платформ, деформировавшихся в процессе эксплуатации.

9: Достоверность и точность результатов численного решения доказана экспериментами над опорными колоннами и панелями трубобетонных опорных блоков МСП, загружаемых продольными и поперечными квазистатическими силами.

10. С использованием идеи интегрального модуля В.М. Бондаренко предложена и экспериментально обоснована расчётная методика эквивалентных модулей деформаций трубобетонных сжато-изогнутых конструктивных элементов опорных блоков МСП как моноподных, так и решетчатых, учитывающая их нелинейное деформирование и позволяющая эксплуатировать типовые программы расчёта несущей способности платформ, как методом сил, так и методом перемещений в МКЭ линейной строительной механики.

11. Впервые предложена инженерная методика расчёта несущей способности по потере устойчивости трубобетонных колонн при одновременном действии внецентренно приложенной продольной силы и равномерно распределенной поперечной нагрузки. Приведены графики определения коэффициента снижения несущей способности по потере устойчивости.

12. Выполненное совершенствование методов динамического расчета гибких опорных блоков позволяет представить представить новую методику расчетного обоснования динамики подобных гидротехнических сооружений при гармоническом и случайном волнениях. При расчёте интегрально учитывается ряд нелинейных факторов: упругопластические деформации материалов, из которых изготовлены опорные блоки; нелинейность, обусловленная учетом вертикальных перемещений узлов; нелинейное взаимодействие конструкций опорного блока с грунтом и с морской средой с учетом случайных факторов.

13. Предложены математические модели различной степени точности, учитывающие указанные выше типы нелинейностей. Составлены программы для получения численных результатов.

14. Для стержневых стальных, трубобетонных и смешанных конструкций МОП проведенные численные эксперименты, позволили определить НДС опорных блоков и построить амплитудно-частотные характеристики, нелинейных (в том числе, случайных) колебаний опорных блоков МСП. Получены необходимые для практических расчетов значения коэффициентов динамичности, удобные для использования в практических расчетах.

15. Впервые предложена обоснованная методика исследования динамики моноподных трубобетонных опорных блоков МСП кольцевого сечения при учете перечисленных выше нелинейных факторов.

16. Впервые исследовано и представлено изменение НДС трубобетонных моноподов под действием волн различной длины и высоты. Это позволяет заранее прогнозировать уровень НДС опорных блоков в местах их установки.

17. Исследования диссертации подтвердили эффективность и высокую технологичность трубобетонных моноподов, как опорных конструкций МСП.

18. Разработки, представленные в диссертации, использовались при проектировании трубобетонных ледостойких платформ в ВНИПИшельфе, а также при анализе НДС технологических морских площадок, запроектированных ЛенморНИИПроектом.

19. В результате диссертационного исследования представлено расчётное обоснование определения несущей способности трубобетонных опорных блоков МСП по первому предельному состоянию при учёте перечисленных выше нелинейных факторов при статических и динамических силовых воздействиях, была подтверждена эффективность трубобетона, как конструкционного материала, что позволило решить важную научную проблему расчёта новых современных гидросооружений, имеющих важное хозяйственное значение, внедрение результатов исследования позволяет внести значительный вклад в развитие экономики страны при освоении шельфовых месторождений углеводородного топлива.

1. Алешков Ю.З. Теория взаимодействия волн преградами. — Л., 1990.

2. Арутюнян Н.К. Некоторые вопросы теории ползучести. М.-Л., Гостехтеориздат, 1952.

3. Архипов A.M. Турбинные водоводы со стальной оболочкой. ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева, Л., 1973 - 74 с.

4. Архипов A.M. Турбинные водоводы с оболочками, усиленными железобетоном и стальными массивами. ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева, Л., 1973 - 98 с.

5. Асан Нури А.Д. Морское бурение. - БСЭ, 1950, изд. И, т. 28.

6. Байязитоглу И.О., Джонс Г., Хруска С.Дж. Изучение эксплуатационных характеристик гибкого основания, удерживаемого сваями. - Нефть, газ и нефтехимия за рубежом, 1987 № 1.

7. Бартоломей A.A., Омельчак И.М., Юшков Б.С. Прогноз осадок свайных фундаментов. М., Стройиздат, 1994.

8. Барштейн М.Ф. Воздействие нерегулярных волн на сквозные инженерные сооружения // Строительная механика и расчет сооружений. — 1964. №1

9. Барштейн М.Ф. Динамическое воздействие нерегулярной волны на сквозное сооружение, расположенное в глубоководной зоне моря. В кн.: Труды ЦНИИСК, Вып. 34, М., Стройиздат, 1974.

10. Барштейн М.Ф., Зубков, МасловБ.Е. Экспериментальное изучение колебаний нефтепромысловых сооружений при нерегулярном волнении. Труды ЦНИИСК, вып. 34. М., Стройиздат, 1974.

11. Белов И.Д. Сталебетонные стержни кольцевого сечения для несущих конструкций морских платформ. Автореферат дис. к.т.н., Киев, 1989.

12. Вельский Г.Е. Теоретические и экспериментальные исследования деформативности и устойчивости упруго защемленных стержней. В кн.: Расчет конструкций, работающих в упруго-пластической стадии. - М., 1961.

13. Бердичевский В.Л. Вариационные принципы механики сплошной среды. М.: Наука. 1988.

14. Берникер Я.С. Направление совершенствования конструктивно-компоновочной формы стационарных платформ в аспекте их монтажеспособности. В кн.: Морские сооружения континентального шельфа, Севастополь, 1989 г.

15. Билевич А.Ф. Устойчивость тонкостенных стержней открытого профиля на упругих опорах и упругом основании: Автореферат дис. к.т.н. — Томск, 1961

16. Биргер И.А. Некоторые общие методы решения задач теории пластичности. -Прикладная математика и механика, 1951, № 6.

17. Блейх Фридрих. Устойчивость металлических конструкций. М., Физматгиз, 1959.

18. Болотин В.В. О понятии устойчивости в строительной механике. В кн.: Проблемы устойчивости в строительной механике. — М., 1965.

19. Большев A.C., Фролов С.К., Чернецов В.А., Купреев В.В. Вопросы проектирования опорных конструкций для морских ветрогенераторов // гидротехническое строительство, 2007, № 5, с. 31-36.

20. Бондаренко В.М. Некоторые вопросы нелинейной теории железобетона. Харьков, 1968.

21. Бондаренко В.М., Бондаренко С.В. Инженерные методы нелинейной теории железобетона, М., Стройиздат, 1982.

22. Бреббиа К., Уокер С. Динамика морских сооружений; JL, Судостроение, 1983.

23. Броуде Б.М. Об устойчивости труб круглого сечения, заполненных бетоном при центральном сжатии. В сб.: Металлические конструкции. - ВИА ВККА ОНТИ, 1934.

24. Булгаков Ш.Э. Напряжённо-деформированное состояние конструкций морских стационарных платформ при совместной работе со свайным основанием. Автореферат диссертации на соискание учёной степени к.т.н., Л.,1983.

25. Бунджулов B.C., Димовски Н.И., Петров Д.Н., Попов П.Г. Справочник по разверткам листовых конструкций. — Киев, Техника, 1984.

26. В.В. Болотин. Случайные колебания упругих систем. —М.: Наука. 1979. 336 с.

27. Валикович М.В. Динамика морских нефтегазопромысловых сооружений при волнении. Ав. реф. канд. дис. М. 1986.

28. Васильев A.B., Лещев А.Г., Эделев O.K. Добывающие комплексы для освоения Штокмановского газоконденсатного месторождения на Баренцевом море. В кн.: Технические средства освоения шельфа. Вып. 2. Н. Новгород, 1995.

29. Васильков Г.В. Вычислительная механика. Часть 3. Прямые методы решения нестационарных задач строительной механики. — Ростов-на-Дону, 1994 — 156 с.

30. Васильков Г.В. Итерационные методы решения нелинейных задач сторительной механики. Автореферат д.т.н., М., 1989.

31. Васильченко В.П., Рутман А.Н., Лукьяненко Е.П. Конструирование и изготовление рабочих чертежей строительных металлоконструкций. Киев, Будивельник, 1977.

32. Ведомственные строительные нормы. Проектирование морских стационарных платформ: ВСН 51.8-85, М., Мингазпром, 1985.

33. Великович М.В. Экспериментальные исследования колебаний цилиндрического стержня при воздействии регулярных волн. В кн.: Воздействие внешних факторов на морские гидротехнические сооружения. М., 1986.

34. Волков Ю.С., Морские сооружения из железобетона для нефтяной промышленности.-Нефтяное хоз-во, № 4,1977, с. 35-42.

35. Волков Ю.С., Рыбаков И.И., Сооружения из железобетона для континентального шельфа. — М., Стройиздат, 1985.

36. Вялов С.С. Реологические основы механики грунтов. М., 1978.

37. Вяхирев Р.И., Мирзоев А.Д. Обустройство и освоение морских нефтегазопромысловых месторождений., М., 1999.

38. Гаджиев Ф.М. Научные основы проектирования морских стационарных платформ для освоения нефтегазовых месторождений, автореферат диссертации д.т.н., Баку, 1990.

39. Гвоздев A.A. Определение величины разрушающей нагрузки для статически неопределимых систем. Проект и стандарт, 1934, №8.

40. Геммерлинг A.B. Вопросы прочности и устойчивости строительных конструкций. В кн.: Расчет конструкций, работающих в упруго-пластической стадии. - М.: Госстройиздат, 1961, вып. 7.

41. Геммерлинг A.B. Несущая способность стержневых конструкций. М., Госстройиздат, 1958.

42. Геммерлинг A.B. Расчет стержневых систем. М., 1974.

43. Гитин Д.И. Прогноз смещений фундаментов морских гравитационных сооружений континентального шельфа. Автореферат диссертации к.т.н, СПб, 1992.

44. Глаговский В.Б. Разработка и совершенствование методов статических и динамических расчетов фундаментов энергетических и гидротехнических сооружений. Автореферат док. дис., М., 2002.

45. Гольдштейн М.Н. Механические свойства грунтов. М., Стройиздат, 1979.

46. Горбунов-Посадов М.И., Маликова Т.А. Расчет конструкций на упругом основании. М., Стройиздат, 1973.

47. Григолюк Э.И., Кабанов В.В. Устойчивость оболочек. — М.: Наука. 1978.

48. Гуляев В.И., Баженов В.А., Попов C.JI. Прикладные задачи теории нелинейных колебаний механических систем. М, Высшая школа, 1989.

49. Джантимиров Х.А., Ушаков H.B. Устойчивость свай в грунте. В кн.: Тр. НИИ оснований и подземных сооружений, №7, М., 1980.

50. Динков В.А., Лозовой В.Д. Обеспечение безопасности при освоении шельфа Российской Федерации. Газовая промышленность, ноябрь 2000 г.

51. Дободугло Н.Г. Торетическо-экспериментальное исследование работы металлических труб, заполненных бетоном, на осевое сжатие и продольный изгиб. Научно-технический отчет. М., ЦНИИСК, 1933.

52. Доусон Т. Проектирование сооружений морского шельфа. Л., Судостроение, 1986.

53. Дроздов П.Ф. К расчету стальных стержней сжатых с начальными эксцентриситетами В кн.: Сб. тр. МИСИ,№10, М., Госстройиздат, 1965.

54. Ермаков С.М., Михайлов Г.А. Статистическое моделирование. М.: Наука, 1982.

55. Зарецкий Ю.К. Теория консолидации грунтов. М., Наука, 1967.

56. Зевин A.A. Расчет железобетонного консольного стержня в вязко-упругом полупространстве, на горизонтальную нагрузку с учетом длительных деформаций. В кн.: Сб. трудов Энергосетьпрокат. - М., 1975.

57. Знаменский A.B., Ефремов М.М. К расчету конических ледостойких платформ начледовые и сейсмические воздействия. Морские сооружения континентального шельфа (материалы конференции) Севастополь, 1989.

58. Знаменский В.В. Инженерный метод расчета горизонтально нагруженных групп свай. Из-во Ассоциации строит, вузов, М., 2000.

59. Золотухин А.Б. Основы разработок шельфовых месторождений и строительство морских стационарных платформ в Арктике. М., Нефть и газ, 2000.

60. Ибрагимов A.M. Нефтегазопромысловые гидротехнические сооружения для освоения шельфа. М., Недра, 1992.

61. Ибрагимов A.M. Нефтегазопромысловые гидротехнические сооружения. М. Недра, 1996.

62. Иванченко И.И. Нестационарная динамика стержневых систем. — Автореферат докторской диссертации. Москва, 1990 46 с.

63. Ильюшин A.A. Пластичность. M.-JL, Гостехиздат, 1947.

64. Ильюшин A.A., Победря Б.Е. Основы математической теории термовязкоупругости. М., 1970.

65. Каспарсон A.A. О воздействии нерегулярного волнения на гидротехнические сооружения. Исследования морских гидротехнических сооружений, сб. тр. №51, М., 1966.

66. Каспарсон A.A., Лужин О.В., Мирзоев Д.А. Исследование динамического воздействия нерегулярных волн на отдельные гибкие цилиндрические опоры. — Сб. трудов МИСИ, № 101, М., 1976.

67. Каспарсон A.A., Халфин И.Ш. О выборе коэффициента лобового воздействия цилиндрических тел, обтекаемых волной. Л., Энергия, 1967.

68. Кикин А.И., Санжаровский P.C., Трулль В.А. Конструкции из стальных труб, заполненных бетоном. — М.: Стройиздат, 1974.

69. Клаф Р., Пензиен Дж. Динамика сооружений. Стройиздат, М., 1979 - с. 320.

70. Клейн Г.К. Расчет подземных трубоироводов. М., Стройиздат, 1969.

71. Князев B.C., Филлипов Э.Я. Натурные и лабораторные исследования волнового воздействия на цилиндрические свайные опоры — Исследования морских гидротехнических сооружений, сб. тр. №51, МИСИ, М., 1966.

72. Колесников Ю.М. и др. Воздействие многократно повторных горизонтальных нагрузок на свайные фундаменты МНПС. В кн.: Воздействие внешних факторов на морские гидротехнические сооружения. Сб. научн. тр. МИСИ, М., 1986.

73. Колесников Ю.М. Исследование и расчет свай на совместное воздействие внешних нагрузок с учетом нелинейной деформируемости основания. В кн.: Нефтепромысловое строительство. РНТС. -М., ВНИИОЭНГ, 1980, вып.

74. Колесников Ю.М. Исследование особенности работы опорных свай, морских нефтепромысловых сооружений. Автореферат диссертации к.т.н., М., 1981.

75. Колесников Ю.М., Кулаков H.A., Левачев С.Н. Расчет морских свайных стационарных платформ с учетом нелинейной работы грунтового основания. — Вкн.: Расчет морских гидротехнических сооружений, взаимодействующих с грунтами оснований и засыпок. М., 1984.

76. Колесников Ю.М., Курилло C.B., Левачев С.Н. Исследование и расчет свайных фундаментов сооружений, возводимых на континентальном шельфе. В кн.: Расчет морских гидротехнических сооружений, взаимодействующих с грунтами оснований и засыпок. М., 1984.

77. Колесников Ю.М., Курилло C.B., Левачев С.Н. Исследование свайных опор при значительных горизонтальных премещениях. В кн.: Нефтепромысловое строительство. РНТС. -М., ВНИИОЭНГ, 1980, вып.9.

78. Колесников Ю.М., Курилло C.B., Левачев С.Н., Хрунов И.В. Влияние циклических горизонтальных нагрузок на работу свайных фундаментов МНГС. В кн.: Влияние внешней среды на проектирование и эксплуатациюморских нефтепромысловых сооружений. Рига, 1985.

79. Конструкция стены из сталебетона для сооружений морских платформ и гидротехнических сооружений в арктических регионах. Пат. №68878, Финляндия,• -заявка-06.07.1983 №8324826, опубл. 03.12.1986 МКИ Е02 в 17/00

80. Крендалл С. (ред.) Случайные колебания: М.: Мир. 1967. 356 с.

81. Крылов H.A., В.П. Ступаков. Прогноз развития сырьевой базы и добычи газа в России в XXI в. Журнал Газовая промышленность, июль 2000 г.

82. Крылов Ю.М:, Стрикалов С.С., Цыплухин В.Ф. Ветровые волны и их воздействие на сооружения.— Л.: Гидрометеоиздат. 1976.

83. Кузнецов A.B. Деформирование водонасыщенного песка при низкочастотном циклическом воздействии. Автореферат диссертации к.т.н, М., 1990.

84. Курилло C.B. Расчет свайных групп в основании морских нефтегазопромысловых сооружений. Ав. реф. к.т.н. М., 1984.

85. Курилло C.B., Колесников Ю.М., Левачёв С.И. Комплексные исследования горизонтально нагруженных свай в несвязных грунтах.«Основания, фундаменты и механика грунтов», № 1,1981, с. 10-12.

86. Кусябгалиев С.Г.,. Санжаровский P.C. К устойчивости внецентренно сжатых трубобетонных стержней с учетом ползучести бетона. В кн.: Инженерные конструкции: материалы к XXIX научной конференции ЛИСИ. Л., 1971.

87. Куунс К.Т. Достижения в области разработки морских нефтяных месторождений. Ж-л "Инженер-нефтяник", №1,1977.

88. ЛаппоД.Д. Силовое воздействие гравитационных волн; при обтекании гидротехнических сооружений АН СССР, 1962.

89. Лаппо Д.Д., Соколов A.B., Мищенко С.С., Каплун В.В. Некоторые из основных положений корректировки V раздела. СН 92.60 Л., Энергия, 1967. (Тр. коорд. совм. по гидротехнике, вып. 34)

90. Лаппо Д.Д., Стрекалов С.С., В.К. Завьялов Нагрузки и воздействия ветровых волн на гидротехнические сооружения. Л., 1990.

91. Лебедева И.В. Нелинейный анализ деформации и устойчивости вязкоупругих стержневых систем Автореферат дис. к.т.н., М., 1990.

92. Левачев С.Н., Федоровский В.Г., Колесников Ю.М., Курилло C.B. Расчет свайных оснований гидротехнических сооружений. М., Энергоатомиздат, 1986.

93. Лейтес С.Д. Устойчивость сжатых стальных стержней. — М., Стройиздат, 1978.

94. Литонов O.E. Динамический расчет самоподъемных плавучих буровых установок при нерегулярном воздействии волнения и ветра. — Вопросы судостроения. Серия «Проектирование судов», вып. № 9, 1976.

95. Литонов O.E. Изгибно-крутильные деформации опорных колонн СПБУ. Вопросы судостроения. Серия «Проектирование судов», вып. № 25, 1980.

96. Литонов O.E. Особенности взаимодействия опорных колонн СПБУ с грунтом. -Вопросы судостроения, серия «Проект». Вып. 31, 1982.

97. Литонов O.E. Параметры колебаний платформы самоподъемных плавучих буровых установок при воздействии волнения и ветра. Вопросы судостроения. Серия «Проектирование судов», вып. № 9, 1976.

98. Литонов O.E. Соотношение между составляющими волновой нагрузки на несущие связи СПБУ. Труды Регистра СССР, Транспорт, 1980, № 9.

99. Лопатунен Л.И. Оценка максимально возможных высот морских волн, -Судостроение, №10, 1982.

100. Лужин О.В. и др. Усовершенствование методов расчета морских оснований, ' находящихся под воздействием ветровых волн. // Нефтепромысловоестроительство, 1974, №12 (ВНННОЭНГ).I

101. Лужин О.В., Каспарсон A.A., ХалфинИ.Ш., МирзоевА.Д., ФуртенкоВ.П. Усовершенствование методов расчета морских оснований на воздействиеjветровых волн. РНТС ВНИИОЭНГ "Нефтепромысловое строительство", 1974, №2.

102. Лужин О.В., ХалфинИ.Ш. Расчет морских глубоководных нефтегазопромысловых сооружений при воздействии волн. В кн.: Динамический расчет специальных инженерных сооружений и конструкций. М., Стройиздат, 1986.

103. Лурье А.И. Аналитическая механика. М.: Физматгиз. 1961.

104. Мазуренко Л.В., Черепахин А.П., Баранов И.И., ЛидгарА.А. Работа свай в составе козловых опор на циклическую нагрузку. В кн.: Воздействие внешних факторов на морские гидротехнические сооружения. Сб. научн. тр. МИСИ, М., 1986.

105. Мамонтов И.И., Трулль В.А., Санжаровский P.C. Исследование технологии заполнения металлических труб бетоном. В кн.: Строительные материалы и строительное производство. Л., ЛИСИ, 1967.

106. Мамуров М. Нелинейная ползучесть железобетонных конструкций. Автореферат дис. к.т.н. Л., 1983.

107. Маркеев А.П. Теоретическая механика. — М.: Наука. 1990. 310 с.

108. Масленников A.M. Расчет строительных конструкций численными методами. — Л., 1987.

109. МасловГ.Н. Термическое напряженное состояние массивов при учете ползучести бетона. В кн.: Изв. ВНИИГ. - т. 28,1940.

110. Месчан С.Р. Механические свойства- грунтов и лабораторные методы их определения. — М., Наука, 1974.

111. Месчан С.Р. Ползучесть глинистых грунтов. АН Арм. ССР, 1967.

112. Метод расчета нагрузок на обтекаемые природы. /Д. Д. Лаппо, С.В.Иванова, В.В. Каплун и др. Изв. ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева, 1976, т. 112.

113. Мзареулян А.Д. Стационарные нефтепромысловые платформы сквозного типа и методика их точного расчета в матричной форме. М., ВНИИОЭНГ, -1978.

114. Мзареулян А.Д., Лужин О.В., ХалфинИ.Ш. Волновые воздействия на морские нефтепромысловые сооружения. - М., ВНИИОЭНГ, 1977.

115. Мордвинцев К.П. Методика экспериментальных исследований напряжений в основании морских гравитационных сооружений.- В кн. Воздействие внешнихфакторов на морские гидротехнические сооружения. Межвуз. Сб. научных трудов, МИСИ, М., 1986г.

116. Мордвинцев К.П. Напряженно-деформированное состояние грунтового основания морских гидротехнических сооружений гравитационного типа при циклическом низкочастотном нагружении. Автореферат к.т.н. М.5 2002.

117. Морозов Е.П. Унифицированные конструкции морских стационарных платформ для глубин до 300 м.-В кн. Морские сооружения континент, шельфа, Севастополь, 1989., с. 10-12.

118. Морские гидротехнические сооружения на континентальном шельфе. JL: Судостроение, 1989.

119. Морские гидротехнические сооружения на континентальном шельфе. Л., Судостроение, 1987.

120. Никитин Б.А., Захаров Е.В. Развитие минерально-сырьевого комплекса на шельфе. Газовая промышленность, ноябрь 2002 г.

121. Никитин П.И., Пирвердян A.M. Методика проектирования разработки морских месторождений нефти.-М.: Недра, 1975 г.

122. Николаенко H.A., Назаров Ю.П. Динамика и сейсмостойкость сооружений. М., Стройиздат, 1988.

123. НиколчевД.Н. Колебания свай, глубоководных гидротехнических сооружений взаимодействующих с грунтом. Автореферат диссертации к.т.н., М., 1983.

124. Ньюмен Дж. Морская гидродинамика. — Л.: Судостроение, 1985, 362 с.

125. О. Блакьер. Анализ нелинейных систем. — М.: Мир. 1969. 400 с.

126. Оруджев С.А. Трубопроводное крупноблочное основание морских буровых. М., Гостоптехиздат, 1967.

127. Особенности создания морских стационарных платформ в условиях Азов-Черноморского региона — Газовая промышленность. Серия: Бурение морских нефтегазовых скважин. М., 1986, № 2.

128. Отчет о научно-исследовательской работе по х/д №№43-87. Университет дружбы народов им. Патриса Лулумбы, М., 1987.

129. Пальмов В.А. Колебания упругопластических тел. М., Наука, 1976 328 с.

130. ПанасюкЛ.Н. Прямые методы решения нестационарных задач теории сооружения. — Автореферат докторской диссертации. Ростов-на-Дону, 1996 44 с.

131. ПановкоЯ.Г. О современной концепции упруго пластического продольного изгиба. В кн.: Проблемы устойчивости в строительной механике. - М., 1965.

132. ПановкоЯ.Г., Губанова И.И. Устойчивость и колебания упругих систем. М.: Наука, 1979.

133. Передерий Г.П. Трубчатая арматура.-М.: Трансжелдориздат, 1945 г. — 90 с.

134. Пинаджян В.В. Некоторые вопросы предельного состояния сжатых элементов стальных конструкций. — Ереван, 1956.

135. Плешаков A.B. Исследование взаимодействия набегающей волны с морской буровой платформой рамной конструкции — В кн.: Исследование транспортных и глубоководных гидротехнических сооружений. МИСИ, сб. тр. №163, М., 1982.

136. Покровский A.A. Смешанная форма МКЭ в расчетах стержневых систем с учетом физической и геометрической нелинейностей. Автореферат дис. д.т.н. -М., 1992.

137. Положий Г.Н. и др. Математический практикум. М., 1969.

138. Постнов В.А. Численные методы расчета судовых конструкций. JL, Судостроение, 1977.

139. Потапов A.A. Прямой метод'динамического анализа дискретных диссипативных систем в задачах строительной механики. Автореферат докторской диссертации. Саратов, 2002.

140. Потапов В.Д: Устойчивость идеально прямого стержня в упруго- пластической области. В кн.: Исследования по теории сооружений. Сб.' тр., вып. XVIII, М., 1970.

141. Почман Ю.М., Пятигорский З.И. Расчет и оптимальное проектирование с учетом приспособляемости. -М., Наука, 1978.

142. Пугачев B.C. Теория случайных функций. М.: Физматгиз. 1960. 884 с.

143. Работнов Ю.Н. Ползучесть элементов конструкций. — М., Физмашгиз, 1966.

144. Работнов Ю.Н. Элементы наследственной механики твердых тел. М., 1977.

145. Рекомендации по динамическому расчету морских стационарных платформ на воздействие волн, имеющих случайную природу. ЦНИИ Проектстальконструкция, М., 1990 г.

146. Рекомендации по проектированию решетчатых оснований с применением цилиндрических труб. — Институт им. Е.О. Патона, Киев, 1978.153154155156157158159,160,161.162.163.164.165.166.167.

147. Рекомендации по проектированию стальных конструкций с применением круглых труб. ЦНИСК им. В.А. Кучеренко, М., 1974.

148. Ржаницин А.Р. Устойчивость систем, обладающих свойствами ползучести. В кн.: Ползучесть строительных материалов и конструкций. — М., Стройиздат, 1974.

149. Ржаницын А.Р. Расчет сооружений с учетом пластических свойств материалов. М., 1954.

150. Росновский В.А. Трубобетон в мостостроении. М., Трансжелдориздат, 1963. Руководство по определению нагрузок и воздействий на гидротехнические сооружения (волновые, ледовые и от судов). П. 58 - 76 / ВНИИГ доп. 4 - JL, 1977.

151. Румшиский JI.3. Математическая обработка результатов эксперимента. М., 1971.

152. Рыжаков H.H. Основные требования, предъявляемые к конструкциям морских ледостойких платформ. В кн.: Морские сооружения континентального шельфа; Севастополь. 1989.

153. Санжаровский P.C. Устойчивость элементов строительных конструкций при ползучести, Л., ЛГУ, 1984.

154. Светлицкий В.А. Случайные колебаний механических систем. М.: Машиностроение. 1976.

155. Синицин А.П. Метод конечных элементов в динамике сооружений.

156. Сковородкин М.С., Шеховцов В.А., -Рыжаков H.H., Глубочанский А.Д. Системный подход в решении проблемы создания гидротехнических нефтегазопромысловых сооружений. Нучно-техническое достижение № 88-021. Крымский МТЦНТН, ЦООНТИВНИИОЭНГ, 1988.

157. Смирнов Г.Н., А.Г.Сидорова. О колебаниях морских сквозных нефтепромысловых сооружений в кн.: Исследования волновых воздействий устойчивости и прочности воднотранспортных и глубоководных сооружений. Сб. тр. №Ю1„ М. 1976.

158. СНиП И-23-81 Стальные конструкции. Нормы проектирования. М., 1982. — 86 с.

159. Снитко Н.К. Деформационный расчет сжато-изогнутых стержней в упругой среде. В кн.: Исследования по теории сооружений.- М., Госстройиздат, 1957.

160. Сооружения из железобетона для освоения континентального шельфа. Серия 4. Строительство и архитектура. ВНИИИС Госстроя СССР, М. 1984.

161. Сорокин Е.С. Внутренние и внешние сопротивления при колебаниях твердых тел. ЦНИИСК, научное сообщение, №3, М., 1957.

162. Сорокин Е.С. К теории внутреннего трения при колебаниях упругих систем. Госстройиздат, 1960.

163. Состояние строительства морских нефтегазопромысловых сооружений в 1987 г. —

164. Нефть, газ за рубежом, ВНИИОЭНГ, №3; 1987.

165. Стороженко Л.И. Трубобетонные конструкции. Киев, Будивельник, 1978.

166. Страхов Д.А. Статический расчет стержневых железобетонных конструкций в растянутой зоне при нелинейной ползучести бетона. Автореферат дис. д.т.н., Л., 1977.

167. Стрелецкий Н.С. Работа сжатых стоек. М., 1959.

168. Тимошенко С.П. Устойчивость стержней, пластин и оболочек. М., Наука, 1971'.

169. Тихомирова Е.И. Расчет идеально упругопластических статически неопределимых стержневых систем. Автореферат дис. к.т.н., М., 1983;

170. Товстик П.Е., Товстик Т.М., Шеховцов В.А. Моделирование колебаний морской стационарной платформы при случайном волнении,- Вестник СПбГУ, Сер. 1, № 4,2005.

171. Товстик П.Е., Товстик Т.М., Шеховцов В.А. О волновом воздействии на морскую стационарную платформу ферменного типа // Всероссийский семинар по аэрогидродинамике. Избранные труды, СПб, 5-7 февраля 2008 г. СПб.: СПбГУ, 2008, с. 100-105.

172. Товстик П.Е., Шеховцов В.А. Математические модели динамики морских стационарных платформ. Одиночная консоль. — Вестник Санкт-Петербургского университета. Сер. 1, N 2. 2005

173. Товстик П.Е., Товстик Т.М. Уравнение Дуффинга при стационарном случайном возбуждении. Вестник СпбГУ. Сер. 1, 1997, вып. 1 (№1)

174. Трулль В.А., Санжаровский P.C. Устойчивость внецентренно сжатых металлических труб, заполненных бетоном. В кн.: Теоретическая механика. Сопротивление материалов. Строительная механика. - Л., 1967.

175. УлицкийМ.И. Теория и расчет железобетонных конструкций с учетом длительных процессов. М., Стройиздат, 1968.

176. Учелл С.А., Моррисон Д.Д., КоллинсД.И. Глубоководные комбинированные стационарные платформы для Мексиканского залива. — Нефть и газ за рубежом, №3, 1988.

177. Фаянс Б.А., Ястребов Г.И., Луговской И.Я. и др. О работе свай на повторяющиесягоризонтальные нагрузки. Труды института НИИОСП им. Н.М. Герсиванова, №72, М., 1980.

178. Фомица Л.П., Попков Ю.В. Исследование работы железобетонных колонн собоймами из металлопластика.- В кн.: «Строит, мех. и строит, констр.», Минск, 1980 вып. 6.

179. Фрисби Ф.Р. Современные методы инспектирования и ремонта морских платформ. Хьюстон, НГ и НК, №3, 1987.

180. Фуртенко В.П. Динамическое воздействие нерегулярных волн на сквозные глубоководные сооружения. Автореферат диссертации к.т.н., М., 1985.

181. Фуртенко В.П. и др. Лабораторные исследования нерегулярных волн и их воздействия на» цилиндрические сваи. Труды координационных совещаний по гидротехнике, Вып. 50. Изд-во «Энергия», Л., 1969.

182. Фуртенко В.П. Исследование динамического воздействия нерегулярных волн на сквозные глубоководные сооружения. В кн.: Исследования транспортных и глубоководных гидротехнических сооружений. Сб. трудов МИСИ, №163, М., 1982.

183. Халфин И.Ш. Исследования и расчеты воздействия волн на гидротехнические нефтегазопромысловые сооружения континентального шельфа. М., МИСИ, 1983.

184. Халфин И.Ш. Строительство глубоководных стационарных платформ для основания морских месторождений нефти и газа. М., ВНИИОЭНГ, 1976.

185. Халфин И.Ш. Воздействие волн на морские нефтегазопромысловые сооружения. -М., Недра, 1990.

186. Халфин И.Ш. Лабораторные исследования кинематики нерегулярных волн. -Гидротехническое строительство, 1975, №8.

187. Хемминг Р.В. Численные методы. М., 1972.

188. Храпатый Н.Г., БеккерА.Т., Гнездилов Е.А., Гидротехнические сооружения-на шельфе, Владивосток, 1983.

189. Цытович H.H. Механика грунтов. М., 1979.

190. Чернов Ю.Г. К вопросу о применении интегральных уравнений Вольтерра для изучения нелинейных колебаний. В кн.: Исследования по динамике сооружений. ЦНИИСК сб. трудов, №34, М., 1974.

191. Шеховцов В.А. Изгибная жесткость композитного опорного блока морской стационарной платформы при резонансных колебаниях // Промышленное и гражданское строительство, № 12, 2007. с.29-30.

192. Шеховцов В.А. Колебания морской стационарной платформы при различных моделях взаимодействия опорного блока с волнами // Промышленное и гражданское строительство, № 5, 2008. с. 41-42.

193. Шеховцов В.А. Колебания опорных блоков морских стационарных платформ при волнении. Научно-технические ведомости СПбГТУ., 4(42)/2005.

194. Шеховцов В.А. Математическая модель динамического поведения композитного конического опорного блока морской стационарной платформы // Промышленное и гражданское строительство ,№ 3, 2008. с. 23-25.

195. Шеховцов В.А.*Модули эквивалентной жесткости композитных блоков морских стационарных платформ при квазистатическом нагружении // Гидротехническое строительство, № 3, 2008. с. 38-40.

196. Шеховцов В.А. О свободных и вынужденных колебаниях опорного блока морской стационарной платформы // Промышленное и гражданское строительство, № 1,2008., с. 46-48.

197. Шеховцов В.А. Расчетная модель симметричной морской стационарной платформы // Гидротехническое строительство, № 9, 2008., с. 36 - 44.

198. Шеховцов В.А. Случайные нелинейные колебания опорных блоков морских стационарных платформ., СПб, 2004.

199. Шеховцов В.А. Экспериментально-теоретическое исследование напряженно-деформированного состояния трубобетонной панели опорного блока морской стационарной платформы // Промышленное и гражданское № 4, 2008. с. 26-28.

200. Шеховцов В.А. Некоторые результаты экспериментального и теоретического исследования, устойчивости сжато-изогнутых комплексных стержней. В кн.: Статика и динамика сложных механических систем и строительных конструкций. — Л., 1981.

201. Шеховцов В.А. Об, устойчивости сжато-изогнутого комплексного стержня в упруго-ползучей среде. Рукопись, ЛИСИ, ВНИИИС, №2467.- Л., 1981 7 е., ил. -Лит. 9 назв. - М., 1981, №5.

202. Шеховцов В.А. Результаты экспериментально-теоретического исследования устойчивости сжато-изогнутых комплексных стержней. Рукопись, ЛИСИ -ВНИИПС 2716 - Л., 1981-6 е., табл., Лит.: 2 назв.-М., 1981, №9.

203. Шеховцов В.А. Экспериментальные исследования трубобетонных ферм. — В кн.: , Металлические конструкции и испытания сооружений. Л., 1977.

204. Шеховцов В.А., Гусейнов И.Г. Несущая способность морских стационарных платформ, СПб, 2003.

205. Шеховцов В.А., Рыжаков Н.Н., Глубочанский А.Д. Опыт разработки, адаптации и эксплуатации комплекса программ автоматизации и проектирования стационарных платформ. В кн.: Морские нефтегазопромысловые сооружения, Рига, 1989.

206. Шеховцов В.А., Санжаровский P.C. К вопросу устойчивости сжато-изогнутых стержней из композитных материалов. — В кн.: Металлические конструкции и испытания сооружений. Л., 1978.

207. Шеховцов В.А., Шхинек К.Н., Мацкевич Д.Г., Яковлев В.В., ПятецкийА.В. Системный подход к расчету опорного моноблока морской стационарной ледостойкой платформы. Научно-технический информационный сборник, Нефтяная промышленность СССР, Вып. 10, М., 1989.

208. Шлихтинг Г. . Теория пограничного слоя. М.: Наука. 1974. 712 с. < »

209. Шпигельбурд И.Я. Колебания не вполне упругих систем и неразрушающий контроль сопротивления усталости элементов конструкций методом внутреннего трения. — Автореферат докторской диссертации. Новосибирск, 1990 — 52 с.

210. Al-SarafS. Elastic instability of streets out or driven into elastic foundations. -Structural Engineer, №1, 1978.

211. Anon "- 1.600 foot water depth conventional fixed platform; design and installation, feasibility and costs", Hudson Engineering. JIS, December, 1984.

212. API. Recommeded Practice for Planning,Designing and Constructing Fixed Offshore

213. Platforms, API RP2A twelfth Edition. Dallas, Texas, American Petroleum Production Department.

214. API Recomended practice for plunning. designing, and constructing fixed off shore platformes. Dallas. Texas. 75201.1977.1 233. ArmsenA., BekganP., Nonlinear finite element analysis of offshore structures.

215. Accuracy, Reliab and Train. FEM Technol. Proc 4-ft Word Congr., Interlaben, 17-21. Sept., 1984. Dorset. 1984. 589-600

216. Baker M.J. The reliability concept as an aid to decision making in Offshore Engineering Underwater Technology. 1987, t.13, №1

217. Bardgette J.J. Irick J.T. "Construction of the Hondo platform in 850 feet of water in the Santa Barbara Channel", OTC Paper 2959, 1977

218. Berge B. Penzient J. Three-dimensional stochastic response of offshore towers to wave forces. 6-th Ann. Offsh. Techn. Conf., Houston, Texas, 6-8 may, 1974, vol. 2.

219. Boswell L.F., D'Mello C.A. Mobile offshore structures., Elsevier Applied science, London and New York, 1987, 120 c.

220. Borgman L.E. Ocean wave simulation for engineering design — J. of the Waterways and Harbors div, 1969, №4, November.

221. Borgman L.E. Wave forces on piling for narrow band spectra. Journal of the Water ways and Harbour Div., v. 91, №6, 1965.

222. Cardner N.J. Design of Pipe Columns. Engineering J., vol. 53, 1970.

223. ChenW.F. and Ross D.A. Tests of Fabricated Tubular Columns Journal of

224. Structural Division ASCE, June, 1979.i

225. Chioya T., Matsumoto O., Ota T. Development of Composite Members for Artie Offshore Structures. VTT Symp, 1986, №71.

226. Drylling, 1974, v. 35, №4. pp 30-34.

227. Earle E.H., Mandery W.H. Determination of dinamic characteristics of offshore platforms from random vibrations. 5-th Ann., Offsh. Techn Conf. Houston, Texas, 1973.

228. Eriksen K. Design and Construction of Offshore Petroleum Conference, vol. 1, p. 155, London, 1978.

229. Finn L.D. A new deepwater offshore platform the guyed tower, 8-th Ann. Offshore Techn. Conf., May, 1976, CTC 2688.

230. Furlong R. Column Rules of ACJ, SSLC, and LRFD Compared. Journal of Structural Engineering, vol. 109, №10, oct., 1983.

231. Furlong R.W. Strength of Steel Encased Concrete Beam-Columns. - J. Structural Devision, vol. 93, 1967.

232. Hanna S.J., Mangiavacchi A., Suhendra R. Nonlinear dynamic analysis of Guyed Tower Platforms. Journal of Energy Resourses Technology, Transactions of the ASME, June 1983, vol. 105/205.

233. Haskins G.L., Legett I.M. Long-term forecasting for offshore operations. Conf. Recent Developments in the Design and Constructers. Instu. Of civ. Engrs, London, 1983, March.251252253254255256257258,259,260.261.262.263.264.265.266.

234. Journal "Oil and Gas". 1974, v. 72, ;№36 pp 110-112.

235. Kirk C.H., Join R.K. Response of articulated towers to waver and current, 9-th Ann Off. Tech. Conf., Houston, Tex., vol. 1.

236. Knowles R. and Park. Axial for concrete filled steel tubes. J. of the Structural Devision, vol. 96, 1970.

237. Buchanan J., Kerr D. Plates formes en beton pour les mersartiques. Nouv. tecchnol. explor et exploit, ressour. petrole et gaz. C.r. 2eme symp. eur. Luxemburg, 5-7 dec., vol. 1, 1984.

238. Matsuishi M., Mishimaki. On the strength of new composite steel-concrete materialthfor offshore structural. 9 Amer. Offshore Technol. Conf., Housten, Tex, 1977. Preprints, Vol. 1.

239. Matsumoto Y., Fukuzawa K. Experemental study of the Flexural behavior of hollow steel-pipe-concrete composite members. - Proceedings of JSCE, №301, 1980-9.

240. Maus J., Finn L.D. "Exxon study shows compliant piled tower cost leniflts", Ocean Industry, March, 1986.

241. Maus L.D., Finn L.D. Exxon study slows Compliant Pilled Tower cost benefits. -Ocean Industry, March 1986

242. McClelland B. Design of deep penetration piles for ocean structures. J of the Geotechn. Eng. Div., ASCE, 1974, vol. 100, p. 709-747.

243. Meyerhof G.G. Bearing capacity and settlement of pile foundation. Proc ACCE, v. 102, NGTC, 1976.

244. Nair D., Duval P.S. Design criteria of a Pile Founded Luyed Tower Platforms, Boss Conference Proceedings, 1982.

245. Nakai H., Yoshikawa 0. Experemental study on Strenght of Concrete filled steel Pier. - Proceedings of JSCE, №344/1-1, 1984-4.

246. Nath John H., Harleman Donald R.E. Response of vertical cylinder to random waves. J. of Water ways and Harbors division, Proc. of ASCE, vol. 96, May, 1970.

247. Neogi P., Sen H., Chapmen T. Concrete filled tubular steel Columns under eccentric loading. The Structural Eng., №5, 1969.

248. Pelletier J.H., Sgonros G.E. Shear transfer behavior of a 30-in Pile in sity clay. Offshore Technology Conference. Texas, April 27-30, 1987.272. "Petroleum Int", 1974, vol. 14, №11 p. 43.

249. Petroleum Times. 1973, v. 77, № 1972, pp 33-35.

250. Pirson W.I., Holmes P. Irregular Wave forces on a pile. Journ. of the Water Waves and Habour Div., v. 91, №4, 1965.

251. Poulos H.G. Single Pile Response to Cyclic Lateral Load, J. e. of the G. E.D., Proc., of the ASCE. v. 108, GT. 3, 1982.

252. Proc. 2 Int. Ship Structure Congress. Delft. 1964.

253. Ruhl J. A., Berdahl R.M. Forced vibration tests of a' deepwater platform. Offshore technology Conference, Houston, 1979, Paper OTC 3514.

254. SalenconJ. Analyse de la stabilite des talus en sols coherents anisotropes. -C. N. Acad. Sci.,№3, 1980.

255. Salsny H.J., Sims J.R. Beheviar of Mortlar filled Steel tubes in Compression. J. Amer. Concr. Inst., vol. 61, 1964.

256. Scarborough J.B. Numerical Mathematical Analysis. Press Baltmore, 1966.

257. Selle O. Belastung erdver leg tar Rohreu. Bauplanung, №7,1980.285. . Shanley F.R. Теория колонн за пределом упругости. В кн. Механика. - М.,1951, №2.

258. Shekhovtsov V.A., Tovstik P.E., Tovstik T.M. On the mariner fixed offshore platform dynamics under action of the random wave forces // Tagungsband. 7 Magdeburger Machinen-bay Tage. 2005.

259. Shioga T., Matsumoto O., Okada T., Development of Composite Members for Artie Offshore Structures. "VTT Symp", 1986, № 71.

260. Toscano R., Maceri A. On the elastic stability of beams under unilateral constrains. -Mechanic, №5, 1980.

261. Ueda Y., Rashed S.M.H., Nakacho K. New efficient and accurate method of nonlinear analysis of Offshore Tubular Frames. Transactions of the ASME; J. Energy Resources Technology, vol. 107, June 1985.

262. Virdi R.S., Dowling P.J. The ultimate strength of biaxially restrained columns. -Proceedings, vol. 61, 1976.

263. Will S.A. "Trade-offs in constructional of large single segment fixed platforms jackets", OASCE Structures Congress, Houston, Oct. 17-19, 1983.