автореферат диссертации по строительству, 05.23.07, диссертация на тему:Разработка и совершенствование методов расчета ледовых нагрузок на вертикальные сооружения шельфа от морских ледовых образований

ииЗОБ2120

На правах рукописи

АФАНАСЬЕВ Владимир Петрович

РАЗРАБОТКА И СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕТОДОВ РАСЧЕТА НАГРУЗОК НА ВЕРТИКАЛЬНЫЕ СООРУЖЕНИЯ ШЕЛЬФА ОТ МОРСКИХ ЛЕДОВЫХ ОБРАЗОВАНИЙ

05 23 07 - Гидротехническое строительство

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва - 2007

003062120

Работа выполнена в Государственном образовательном учреждении высшего профессионального образования Московском государственном строительном университете

Официальные оппоненты доктор технических наук профессор

Ведущая организация Федеральное государственное унитарное предприятие "СОЮЗМОРНИИПРОЕКТ ".

диссертационного совета Д 212 138 03 при ГОУВПО Московском государственном строительном университете по адресу 107066. г Москва, Спартаковская ул , дом 2/1 аудитория №_

С диссертацией можно познакомиться в библиотеке ГОУВПО Московского государственного строительного университета

Козлов Дмитрий Вячеславович

доктор технических наук, профессор, Мирзоев Дилижан Аллахверди оглы

доктор технических наук, старший научный сотрудник

Рогачко Станислав Иванович

Защита состоится «

часов на заседании

Автореферат разослан «.

.2007 г

диссертационного совета

Ученый секретарь

Общая характеристика работы

Актуальность проблемы Суровые ледовые условия в намеченных к освоению районах шельфа требуют создания ледостойких сооружений различного назначения Обеспечение надежности таких сооружений возможно только лишь при решении проблемы достоверного определения действующих на них ледовых нагрузок

Первые островные ледостойкие сооружения в Европе были построены в пятидесятых годах прошлого века в шведских водах Было установлено на банках с глубинами 5-7 м пять железобетонных телескопических маяков диаметром до 23 м В суровую зиму маяки выдержали по оценкам шведских специалистов ледовое давление в пределах 1-го МПа Однако, в Балтийских водах имели место и разрушения маяков под действием льда (маяк Татю, 1966 г, маяк Nygran, 1969 г и др)

За рубежом разведка и освоение ресурсов нефти и газа субарктического шельфа было начато США и Канадой в начале 60-х годов На акватории залива Кука было установлено на глубинах от 20 до 40 метров 14 стационарных ледостойких платформ Строительство морских гидротехнических сооружений (МГТС) на арктическом шельфе Канады начато в 70-х годах

Российскими специалистами энергетический потенциал нашего шельфа оценивается в объеме 100 млрд тонн условного топлива в пересчете на нефть По нефтегазовому потенциалу недра Баренцева, Печорского и Карского морей содержат около 54 млрд тонн условного топлива, а дальневосточных (прежде всего Охотского моря) до 17 млрд тонн условного топлива Россия впервые приступила к практической реализации двух сахалинских проектов «Сахалин-1» (месторождения Одопту, Чайво и Аркутун-Даги) и «Сахалин-2 (месторождения Пильтун-Астохское и Лунское) Прибыль, полученная в результате успешного освоения шельфа, может существенно укрепить федеральный бюджет Например, только реализация проектов «Сахалин-1» и «Сахалин-2» за 30 лет даст России доход около 80 млрд у е

Для реализации проектов освоения шельфа необходимо строительство ледостойких сооружений Шельфовые сооружения для освоения шельфа являются уникальными инженерными объектами большой стоимости и материалоемкости К таким сооружениям предъявляются высокие требования в отношении надежности Они должны быть рассчитаны на экстремальную ледовую нагрузку, однократное воздействие которой в заданный период эксплуатации сооружение должно выдержать Они должны противостоять также усталостным эффектам, возникающим в результате циклических нагрузок

Немаловажное значение имеет проблема определения лдовых нагрузок и для строительства маяков в замерзающих морях и дтя строительства мостовых опор через проливы с тяжелым ледовым режимом

История проблемы. До 1960 г, в Советском Союзе в открытом море с ледовыми условиями островные гидротехнические сооружения не строились и не было такой проблемы как определение ледовых нагрузок на островные МГТС. Проблема возникла тогда, когда согласно международной конвенции в конце 1960 г. в Балтийском море на банке Таллинн- Мадал на глубине 10 метров было установлено основание стационарного маяка. Основание маяка представляло собой железобетонный массив-гигант цилиндрической конструкции диаметром 14 м„ В марте 1961 г, основание маяка было сдвинуто льдом и разрушено. В официальном государственном заключении экспертной комиссии, профессором Н.Н. Джунковским кроме возможных причин аварии основания маяка, отмечалось также то, что методы расчета ледовых нагрузок па морские островные гидротехнические сооружения отсутствуют и что " Считать необходимым возбудишь перед соответствующими организациями вопрос постановки исследований по действию льда на морские сооружения "

Рис, В. Основание маяка после аварии I - разрушенная часть наружной стенки; 2 - заполнение {камень, массивы); 3 - каменная постель; 4 - валун.

Для начала исследования этой проблемы необходимо было установить:

во-первых, ледовые условия, морфометрическис и физико-механические характеристики морского льда как объекта воздействия на МГТС;

во-вторых, виды взаимодействия льда с различными типами МГТС

Первому вопросу со стороны специальных исследовательских организаций в связи с судоходством в замерзающих морях, строительством портов уделялось определенное внимание и поэтому имелся солидный объем данных. Олнако, значения этих данных имели довольно большой разброс. Рассмотрение литературы по второму вопросу показало, что исследований воздействия льда на сооружения шельфа практически не имелось. Однако, можно было предполагать, что с упомянутой проблемой имеет много общего характер взаимодействия речного льда с мостовыми опорами. По этоой проблеме имелся обширный материал

исследований ироиессои взаимодействия речною чьда с различными пиротехническими соор\жсниями Здесь следует отметить иссчедования Л 11 Комароиско!о К 11 Коржавипа. ЬВ Зычева Л И I амаюпова и др Работ П 4 К\ знецова и разработанный им ГОС. I 3440-46 «Нагр\ зки на гидротехнические соор\жения Нагр\зки ледовые» (отменен в 1959 г) в своей основе базировались па рез.ччыатх лих речиыч исследований Однако от док\меты без \ чета специфики МГТС не мопи отвечать требованиям расчета ледовых нагр\ зок

Первые работы по исследованию проблемы воздействия морскою льда на МГТС были работы автора по анализ} причин разрчшения основания маяка и ледовой обстановки работы по испытанию на прочность образцов морского лыа с }чеюм маспиабною )ффеыа па Ьалшйском морс (1964 1967 п ). а 1акже результаты исследований по теме «ЛЕД» (1967-1971 гг МО СССР) ко шективом сотрчдников НИИ МО СССР Арктического и антарктического НИИ. ВНИИГ им Б В Веденеева Ленинградского политехнического института Новосибирского инстит}та инженеров железнодорожного транспорта. Новосибирского НИИ ■энергетики СО Академии 11а\к, которые позволили разработать и 1968 - 1971 гс ведомственный нормативный док\мснт - «Временная инстр\кция по определению ледовых нагр}зок на морские ГТС» - ВСН-1-71 / МО (СССР). Москва - 1971 Автор являтся р}ководителем и ответственным исполнителем темы «ЛЯД»

Акт}альность и новизна этих исследований определичась по том} что статьи по рез} платам работ сраз} же бьпи переветены в Канаде (V Р А1апая1е\. 1972). в СШЛ и Израиче (АГапаыеч сч а1 1973) Па тором симпозиуме по 1ьд> (Ленинград 1972) р\ ководитедь американских специалистов А Лььиг также отмстил актуальность наших пионерных исследовании

Анализ состояния проблемы показываст чю в настоящее время, однако, нет обобщающего решения задачи по расчет} нагр}зок от морского льда на вертикальные сооружения Зарубежные нормы значительно отличаются от российских российские гос-}дарственные - от ведомственных норм

Цель работы Цепью работы является разработка новых и чсовершенствование с}шсств}ющи\ методов расчета ледовых нагр}зок на вертикальные МГТС дтя различных сценариев воздействия на них ледяных почей

Методы исследования Для достижения цели основное внимание бы то } делено экспериментальным способам нее гелования. которые являчиеь основой для построения ма1ема1ических моде !еи раечста 1едоиых нафчзок

1 при разрушении ровного тьла в }счовиях сложного напряженно-деформированною состояния при взаимодействии с опорой ко юпною тиа

2 то же при взаимодействии льда с системой опор.

3 тоже при взаимодействии льда с широким соор}жением,

4 при воздействии на ире1 рады юросиыых 1едяпых образований Рез}льтаты теоретических и экспериментальных исследований дополнялись анализом и обобщением имеющихся в этой обпастн титерапрных данных

Научная новизна работы coclohi и юм чю в ней впервые был проведен комплекс исследований по изучению взаимодействия системы педяное поле -вер! икальпые Vil 1 С', на основании коюрых решены важные задачи

1 Разработаны методы для определения ледовых нагрузок на вертикальные преграды, при этом впервые выявлены и изучены следующие закономерности

• неизвестная ранее закономерность изменения ветчины нормированного эффективного давления льда- давления ровного льда на етиниц\ площади сооружения в зоне ею кош ак-i а со льдом ошесенною к прочности льда на одноосное сжатие р'а^, (принимаемая как фактор индентации. ити как коэффициент смятия) в зависимости от нормированной ширины контакта (отношения ширины кошакта или ирарады к го.нцине н.да/гй) ириициниально изменившая расчетный метод

• влияние на ветчину и характер ледовой нагрузки при первой подвижке льда. действ> ющей на многоопорн) ю систему. взаимовлияния колонн

• влияние на величину общей чедовой нагрузки, действующей на систем) опор от дрейфу ющи\ ледяных полей, неодновременного разру шения льда:

• особенности процесса разрушения при взаимодействии с npci радой подводной части торосистого образования - ипя. что дало возможность впервые применить для разработки математической модели расчета нагрузки от киля закономерности механики разрушения связно-сыпучей среды Мора-Кулона

• влияния на локальную нагрузку не только площади контакта тьда с конструкцией, но и геометрии контакта,

• необходимость учета толщины наслоенного льда и метод ее оценки

2 Рассмотрен вопрос учета влияния жесткости сооружения и у пр\ гости льда на характер ледовой nai рузки на частоту ее цик лов и степень ее динамичности

3 Предложен метод использования в морских условиях для измерения тедовой натру i к и на сооружение кинематического метода Коржавина К Н

4 С целью снижения горизонтальной составляющей ледовой нагрузки на вертикальную опору предложены конструкции опор, имеющие в ледорезной части вин гону ю поверхность Разработан метод расчета нагр) зки на эти опоры

Практическая ценность Рез) ¡штаты исстедований целесообразно исполыо-вагь при проектировании ледостойких сооружений в замерзающих морях и корректировке раздела Норм по определению ледовых нагрузок на МГТС

Основные результаты работы, выносимые на защиту:

1 Закономерность изменения давления ровного льда на вертикальн) ю опор) в зависимости от нормированной ширины контакта и определение а также обоснование козффициен ia инден тции (смя жя)

2 Метод определения ледовой нагр\зки на широкое сооружение с учетом цикличности, неодновременное™ и неравномерности нагрузки

3. Метод расчета локальной ледовой нафузки. учитывающий не юлько площадь контакта льда с конструкцией, но и геометрию контакта а также расположение площади контакта по толщине ледяного покрова.

4 Предложения по учету и шяпня жесткости сооружения и упруюсш движущегося ледяного потя на характер тедовой нагрузки на частоту ее циклов а 1акже на аепеиь динамичноеш ледовой нафузки

5 Метод расчета ледовой нагрузки при первой подвижке льда действующей на систем} опор и на отдельные опоры при раз шчпом расположении опор и нормированном uiaieoiiop

6 Метод расчета обшей ледовой мл ру зки от дрейф) юшнг ледяных попей (еистуютеи на систему опор еучеюм неодновременною разрушения льла

7 Меюдика \4eia иимичпоаи liarр>jkh при использовании и морских условиях кинематического метода Коржавина К Н

8 Методика расчета ледовой нагрузки на разрабо1анную конструкцию вертикальной опоры, имеющую u leaopesnoü чает шиповую поверхпоиь

9 Метод расчета ледовой нагрузки or воздействия торосистых педяных образовании на ледостоикие вертикальные сооружения шельфа

Репльтлты исследований использованы:

в ведомственном нормативном документе '(Временная инструкция по oripe-тетению деловых нагрузок на морские гидротехнические сооружения» - ВСН-1-71 / МО СССР, в разделе «Ледовые нагрузки на пиротехнические сооружения» «Строительных норм и правит - Нагрузки и воздействия на гидротехнические сооружения (нот новы е. летовые и от су топ)». СНиП II -57-75 М 1975, в разработанных позже нормах СНиП 2 06 04-82 М 1983, СНиП 2 06 04-82* М 1986 и 1988. Изменение №2 СНиП 2 06 04-82* M.I996 а также

в Ведомо венных Нормах I азпрома - BCII 41 88 «Проектирование 1едо-стойких стационарных платформ »- М 1988

в Нормах Design ot Highway Bridges Specification 5-6. 1974 re\ision, Canadian Standard Association lorontoOnt 1974 R1L 1981 1 inland Danish Code of Practice (Danish Enginering Associon) 1982 Design oí Highway Bridges Canadian Standard Association. (CS\-S6-8 5 2 18 2 1),

в ряде научно-исстедоватсльских отчетов ЛПИ (СПГТУ) МИСИ (МГСУ). НИИЖТ. ДВПЙ (ДГТУ) ВНИПИ Морнефтегаз,

в отечественных докторских и кандитагских тиссертаниях а 1акже в моно-I рафиях Е Cranti О С Lee. A Cammaert and D Muggcridgc. J Sanderson в работах В В Лавров. С А Вершинина Я Л Готтнба к др . ДА Мирзоева в учебных пособиях К II Коржавина и др IB Симакова и др в учебниках для ВУЗ ов Б Д Носкова Б Д Носкова и Ю П Прлвдивца

Апробация работы Основные потожения работы докладывались и обсуждались на Научном 1ехиическом совещании «Применение активных методов борьбы с тсдовыми затруднениями и защиты от обледенения поверхностей на гидротехнических сооружениях» (Ленинград 1970) Всесоюзных координационных совещаниях по 1идро1ехпике (Лениш рад. 1970 Пороза-водск 1972 Волгоград 1975 Нарва. 1979 Архангельск 1987 Дивпогорск 1989). Научном симпозиуме «Физико-1ехнические проблемы морскою льда» 1У1МС ДАНИИ

АН СССР (Ленинград 1976) Научно-технической конференции по проблемам

проемироиапия, ciponiejiueiua и jkcu lyaiaium ЬЛМа (Лепишрад. 1976) но поручению Мингазпрома Госстроя СССР совместном заседании НТС Главморнеф-шаза. Ученою совет ВНИПИмориеф1е1аза по обсуждению 1лавы СПиИ П-57-75. 1й. 2-й и 3-й Всесоюзных конференциях по механике и физике льда (Институт Проблем механики АН СССР Москва. 1981. 1983 и 1988 гг.), международных конференциях- " О Г the first Baltic сопГ On soil mechanics and ioundantion engineering" (Gdansk. 1975), Int Symp on Ice Problems IAHR' 75 (Hanover. \cw Hampshire 1975) IAHR 78 (Stokgolm. 1978). "First Furo Offshore Mechanic Sjmpo/ium" ( 1 rondheim. 1990). "Port and Ocean bngineenng under Arctic Conditions' (Murmansk. 1995) Освоение шельфа арктических морей России" (Санкт-Петербург 1995. 1997,2001.2005)

Публикации 1!о ie\ie диссер|ационной рабош ошбчиковано свыше 50 научных работ, в том числе монография (в соавторстве), выпущено более 15 научно -технических отчетов, вмпо тнеио несколько экспертных опенок проектов норуштивных доку У1СНТОВ nui) чено 2 авторских свидетельства

Личный вклад автора состоит в обшей постановке залач исследований. •Шализс состояния проблсУ1, руководстве и проведении экспериментальных исследований, обработке, анализе и обобщении результатов, разработке нормативных рекомендаций по расчету ледовых нагрузок на морские ГТС

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения 4 пав, заключения, списка использованных источников и приложения Она содержи1 329 страниц текста. 76 рисунков 22 таблицы и список литературы из 253 наименований, одного притожения.

Во введении показана актуальность работы сфоруп лированы цели и пол)чен-ные результаты, их новизна и метолы решения поставленных задач

В первой главе отУ1ечастся. что создание лсдостойких сооружений различного назначения, обеспечение надежности таких соор)жений возуюжно только лишь при решении проблемы достоверного определения нагрузки при воздействии на них льда Рассматривается ушогообразие условий обусловливающих различные виды таимо текстики льда и сооружения Основныуш характеристиками ледовых образований нсобходиУ1ы\ для )чста в практике гидротехнического строительства, являются их толщина и прочность

Значение толщины ровного льда термического образования может быть получено по данным режимных наблюлении. Из существующих эмпирических меюдов расчета применение получи i меюд. позво шощий но cyyivie i рад)со - дней уюроза опреде шть толщину льда. наприУ1ср по формуле H H Зубова

Ir - 50/Ï = 8 I,... (1)

где h - толщина льда тсрушчсского образования, 2,с- сууша град)соднсй мороза

Толщина льда термического образования уюжет быть принята в качестве расчетной при проемировании сооружений лишь юлько в сравнительно Офаниченных акваториях. где процесс льдообразования протекает в спокойных ) словиях

Для сооружении, расположенных на оирьпых участках морскою побережья иди удаленных от берегов, в качестве расчетной формы должны приниматься ледяные но 1я. состоящие из наслоенною льда и торосистых нафомождепий

Пределы прочности ровного наслоенного и консолидированного морского н.да на ежаше являются ыкже основными параметрами оиреде 1яюшм\ш величину ледовой нагру зки на лсдостойкие п ыгформы В деле изу чения прочностных свойств морского льда следует отметить пионерные работы адмирала СОМакарова В И Арнольд-Алябьева IIA К\ зпеиоиа Ь А Савельева и др .

исследования ученых ГУ ГМС ААНИИ (И С Песчанский. В В Панов И Г Негров. ДЬХейсин а ык-же В II I авршю Ml I шдкои В Л Лнчомапои ВАПикшип В Н Смирнов. ДИШушлебин и др ) сотр>дников других исследовательских организации (В Н Астафьев В А Вершинин. А Т Беккер. ДАМирзоен. ПА 1руеков ДМ Но гамошнов Bl Заиетп и др ) исс новация зарубежных ученых (ААссур, К Кроасдейл Б Мишел. KP Ней п. Р Фредеркинг. X Пейтон X Саеки ГТимко Г Уанг ВУиксидр) Результат работ по изучению свойств пресного льда были обобщены в капитальных работах А Н Комаровского Б П Всйнбсрги. К Ф Войтковского. КН Коржавина. ФИПтухина и др Выявлено, что оценка прочности ила зависит от ряда факторов, важнейшими из которых являкнея температура льда сотсность скорость приложения нагруjkh inn скорость деформирования образца размеры образца стру ктура, ориентировка давления опюсиге и.но плоскости намерзания I lapasieip однако об тдает ярко выраженной неоднородностью как для отдельной точки так и для всего ледягого поля

С рос Юм юлщины н.да (при /;> 15 - 20 см) происходи! уже не наслоение а торошение морского льда при сжатии и образование торосов Строение торосов изучали отечественные ученые в начале прошлого века - СО Макаров. В И Лрнольд-Ллябьев Л К Ьурке. и др и восьмидесятых - девяностых юдах -В Н Астафьев С И Бекецкий С С Варданян Б Д Носков, А М Поломошнов С И.Рогачко.. Г.А Сурков П А Тру сков и др Известны также работы зарубежных последователей - К Р Cioasdale. М Maattanen, А Ко\ась, Е Palosuo R/Parmcrter and VI Coon W Weeks D McGonigal D Sodhi и др В результате изучения строение тороса прелетавляегся в виде трех частей верхняя надводная часть - парус, средняя как правило смерзшая часть обломков льда - консолидированный слой и нижняя подводная часть нагромождения обломков - киль Торосы в открытом море образующиеся при юрошении как молодых 1ак и старых льдов представляют хорошо уравновешенную систему Среднее соотношение по толщине верхней, консоли щрованнои и нижнем часгеи торосов сенерных морен примерно равно! 1.25 4 5 ie 15 % oi общей толщины составляв! верхняя часть 18 5%-консолидированная и 66 5 % - занимает нижняя часть тороса

Прочностные характеристики юросои i таимым образом зависят от степени смерзания обломков лороса в средней консолидированной части и пористости массы обломков в ттолводнои части Значительный вктал в изучение прочностных характеристик iiaiypni.ix торосов внесли исс 1едоиа1е ш Канады (A Kovacs

Ill

P R kr\. M D Coon..I I Inaltuk. M Л Mel lor, R Parmerter D Sodhi P W adharm. В Wright \V F Weeks et ah. а также Финляндии Во время экспедиционных работ в Финском и Ьошическом заливах Ьалшйскою моря в 1988-1989 п. финскими специалистами М Laperantd и R Hdkala бьпи проведены крупномасштабные эксперименты по определению прочности килевой части торосов

Обширные исследования торосистых образований в Охотском морс проводились специалистами ВНИПИморнефтегаз, ААНИИ. СахалинНИПИморнефть и Ограслевой иаучпо-иес 1едовате 1ЬСкой дабораюрией Московскою инженерно-строительного института (ОНИЛ МИСИ) Дтя изучения прочности ровных ледяных полей в 1972 г по инициативе F. М Копай городского, С А Вершинина и друтх была создана экснеримешальная установка и проводились опьиы но прорезанию льда толщиной до 1м На Азовском море в 1977 и 1978 годах Л А Мирзоевым проведены исследования прочности льда '"на смятие" Благодаря разработке и внедрению метода тсрмобурсния сотрудниками ААНИИ и ОНИЛ МИСИ была получена информация о пористости частей торосистых образований Исследования льда с помощью зонд-индентора лабораторией "Физики льда ААНИИ дали информацию о прочности торосов по глубине В зимний период 1982 г. была проведена первая экспедиция на ледоколе "Ермак" в Охотское море Комплексная программа работ экспедиции предусматривала исследования прочностных и метрических характеристик торосистых образований В 1983 г в майнах ледяного поля согласно методике, разработанной Ь Д Носковым и дру!ими. были проведены опьиы на моделях нолей торошения Результаты этих исследований дали материал для использования при разработке методов расчета ледовых образовании на МНГТС

В настоящее время в России для расчета ледовых нагрузок существуют нормативные документы Изменение №2 СНиП 2 06 04-82*0995г.), ведомственные нормы Газпрома - ВСН 41 88. а также Правила Регистра Судоходства Во всех нормативных документах способы расчета нагрузок применимы для определения топько от однолетних ледовых образовании. Все документы рассматривают определение нагрузок на основе статистических данных о физико-механических свойствах льда, гидрометеорологических и ледовых условиях в районе сооружения для периода с наибольшими их воздействиями

Ледовая нагрузка на вертикальную опору по СНиП 2 06 04-82* (1995) от ровно! о льда расчи гываелея по формуле

/>=от кь А, /?< b hj. (2)

■ де h,i - максимальная юлщипа ровною льда м т -коэффиииенi формы опоры А/, - коэффициент смятия, равный для морского льда 5.7 - 1 5: А, -коэффициент деформации льда, для е = 10 - 5 10 ^ равный А,= 1. Rc. h, /г,, - прочность льда на сжатие, ширина опоры и юлщина льда

По своей структуре формула (2) не вызывает возражений, однако, значения прочности льда на сжатие Rc и коэффициента kh значительно завышены.

Нагрузки по ВСН 41 88 на отдельно стоящую опору, с вертикальной поверхностью при подвижке ровного ледяного поля определяется по формуле

FbpmkbRcb hd, (3)

где обозначения т кь- как и в формуле (2), но отличаются численными значениями т - коэффициент формы, равный для круглых и многогранных опор -1,0, для прямоугольных - 1,1, кь - коэффициент смятия, изменяющийся от 6,0 при Ь/ 1 до 1 0 при b/hj > 30 В обоих нормативных документах нагрузка от торосов учитывается умножением значений нагрузок, определяемых согласно формулам (2) и (3) на коэффициент торосистости 1 3-1 5

В главе рассмотрены приемы определения нагрузок на сооружения по действующим нормам также от других видов ледовых образований и даются комментарии к ним Правила Регистра Судоходства используют для определения ледовых нагрузок на сооружения методы действующих Норм

В диссертации также приведены методы расчета ледовых нагрузок, включенные в Американские Нормы API RP 2N-1995 В этих нормах для расчета нагрузки, создаваемой ровным льдом на вертикальные сооружения , применено модифицированное уравнение Коржавина, представленное в виде

Fbp = ткь Redh,

где Ftp - горизонтальная ледовая сита на опору диаметром d, кь - коэффициент индентации, принимается в зависимости от отношения hjd а именно по Раль-стону - 3,0 (для больших d/h и пластического разрушения льда), по Эксону - 1 2 (для хрупкого разрушения льда), по Reineke - 1,4 для пресного льда, Rc - прочность льда на сжатие, h, - толщина льда, kv - "скоростной'' коэффициент В нормах [API RP2N, 1995] для расчета нагрузки на опоры от киля тороса, используются предложения Prodanovic и Mellor, основанные на теории сыпучих сред Мора-Кулона Методы основываются на расчетной схеме, при которой разрушение киля тороса при взаимодействии с опорой происходит путем сдвига раздробленного льда по плоскостям

- параллельным ледяному покрову (Prodanovic),

- под углом к горизонту (Mellor)

Канадские специалисты Croasdale, Brown etal предложили метод, по которому нагрузка от киля расчитывается как равнодействующая срезу обломков льда по вертикальным сечениям под углом w в направлении движения льда и по горизонтальной плоскости на границе с консолидированным слоем, Подобный подход к расчету нагрузки от подводной части гряды однолетних торосов предложен также финскими исследователями И Хойккайненом и Э Еранти

На основании результатов моделирования по воздействию торосов на цилиндрические опоры Б Д Носковым и другими были даны предложения по вычислению значений коэффициентов торосистости С И Рогачко суммарную ледовую нагрузку от однолетнего торосистого образования предложил определять при отсутствии данных изысканий по следующей зависимости

Fr=13mkb KR„dh„, (4)

где Rm и hm - прочность и толщина консолидированного слоя, 1,3 - коэффициент, учитывающий нагрузку от киля и паруса как от изотропного тела с определенной прочностью, зависящей от пористости и прочности обломков льда

С.А Вершинин разработал метод, в котором разрушение с вертикальной преградой однолетнего киля тороса происходит по дв>м возможным схемам разрушения связно-сыпучей среды Мора-Кулона Первая схема - плоское вертикальное скольжение вниз призмы выпора, втора? схема - плоское горизонтальное скольжение со сдвигом обломков в стороны.

Критическое рассмотрение этих предложений и сопоставление с предложениями автора приведены в главе 4 диссертационной работы

Рассмотрение норм показывает, что значения кь в СНиП 2 06 04-82*(95) и в ВСН 41 88 значительно разнятся, а также отличаются и от API RP2N

Коэффициент смятия к/, впервые ввел в расчетную формулу К H Коржавин в 1962 г При анализе результатов опытов была предложена формула для определения fy в зависимости от отношения ширины льдины В к ширине опоры Ь.

кь = (В /Ь) 0 33 ' (5)

При В > 15 b было рекомендовано расчетное значение кь, равное «2,47

Автор, проанализировав способ разработки К H Коржавиным формулы коэффициента смятия, выявив его недостатки, предложил новую зависимость для расчета кь как функцию от d/h (1968 г ) Ниже рассмотрены подобные зависимости, предложенные позже отечественными и зарубежными специалистами

Шварц и др (1974 г ) на основании проведенных экспериментов получили формулу зависимости давления льда от ширины сооружения и толщины льда, коэффициент индентации (смятия) у которой равен ^ =0,5 с/"05 ha/

где d- диаметр (ширина) конструкции, см, hj- толщина ровного льда, см Формула для определения кь предложенная Моррисом и Содхи (1983г.) kb=D(v)(hJdy«\

где V - скорость дрейфа льда относительно конструкции, м/с, D(V) и E(V) -некоторые коэффициенты

Имеются также формулы для определения h, представленные П Трюде (1978 г ) кь = 1+3 / (1+ d/h) при d/h < 10, кь = 1,75 - 0,05 d/h при 9 <d/h< 15; ¿4 = 1,00 при d/h> 15,

X Саеки и А Осаки (1978 г ) kb=FI(S h d) = C(b/hy°-s(lfh°->),

С А Вершининым (1983 г ) к„ = 1 + (Л/г/4£>)&(0,25;г + 0,5е>) ,

а также рядом других авторов (A Assur, R Frederking, Reinicke, Kawasaki et al, К Shkhinek et al ) В формулах величины С и А - коэффициенты, <р - угол внутен-него трения льда Большинство формул близки по характеру поведения к базовой формуле полученной автором, но отличаются численными значениями

В последние годы были проведены экспериментальные исследования взаимодействия ледяных образований с многоопорными конструкциями Эксперименты проводились главным образом в ледовых бассейнах с моделированным мелкозернистым льдом Опыты Kato and Sodhi показали, что при взаимодействии двух колонн с подходящим ледяным полем возникает эффект взаимовлияния, проявляющийся в изменении вектора ледовой нагрузки в зависимости от изменения расстояния между колоннами В большинстве опытов ставилась задача исследования взаимодействия между дрейфующим ледяным полем и конструкцией При этом на механизм изменения нагрузки влиял не столько эффект взаимовлияния, сколько факт неодновременного достижения пиковых нагрузок на различных колоннах

Рассмотрение действующих нормативных документов по определению ледовых нагрузок на сооружения шельфа показало, как отмечается в выводах по главе, что эти документы требуют серьезного совершенствования и прежде всего, уточнения и обоснования коэффициента индентации, совершенствования методов определении нагрузок от торосистых образований и разработки методов расчета ледовых Нагрузок на многоопорные конструкции

Во второй главе приведены результаты экспериментальных исследований прочности образцов льда на сжатие с учетом масштабного эффекта, проведенных автором на Балтийском море (1967 г ), на Белом и Охотском морях, (1968 и 1969 гг) В результате получены новые данные для определения прочности льда

Автором с целью изучения взаимодействия ровного ледяного поля с одиночной опорой были проведены исследования по разрушению блоков морского льда Образцы льда вырезались из ледяного покрова Таллинского залива Испытания проводились в лаборатории НИИ стройконструкций АН ЭССР в феврале-апреле 1966 г С целью приближения условий испытаний к натурным условиям образцы льда при испытании, как и у К Н Коржавина, заключались в металлические обоймы Однако металлические обоймы с образцами льда соединялись регулируемыми упругими тяжами (рис 1) Наличие таких обойм при испытании должно было воспроизводить отсутствующие участки ледяного поля, а регулируемые тяжи - создавать соответствующее расчетное напряженно-деформированное состояние на границе этих участков Расчетное напряжение на границе участков и среднее горизонтальное смещение А, участков на полуплоскости рассчитывалось по формулам теории упругости

где Е - модуль упругости льда, х¡= Ь/2, х2 - произвольные точки, где напряжения с\ малы, О" - средние напряжения на участке хгХ: высотой у: ~у! Сечение тяжей У7,, обеспечивающих перемещение обойм, равное деформации соответствующего участка на расчетной полуплоскости, находилось из условия

(6)

_Л,Н(Ь + гА) 2ЕЛ, '

где £, - модуль упругости материала тяжей, Л, - равнодействующая напряжений на участке уг у2. (рис 16)

где - напряжения распора

обойма

Рис 1 а) Схема испытаний , б) К выбору схемы испытаний слева -расчетная схема к формуле (6), справа -линии распоров и относительные габариты образцов (цифры в кружках -номера серий).

Размеры образцов были следующие: толщина блоков льда около 10 см. высота Н - от 20 до 30 см. ширина. В - от 25 до 50 см. Отношение ширины штампов к толщине льда Ь/ h принималась от 1 до 4. Для сравнения прочности льда с учетом "смятия"7 - эффективного давления р, с прочностью льда при осевом сжатии СГ;одновременно испытывались образцы льда размером 10 х 10 х 10 см. Было испытано около 30 серий. Результаты опытов свидетельствовали о явной зависимости р от отношения b/h (рис.2);

р = кь Rc =/( b/h). (8)

р, ктс/ см 70

60

50

40

30

20

о • 1 9 * 2 V - 3 ★ - 4 J5- 5

W

ч*

bd Ii

в --о ч.

r~> _

* ■к I

*

Рис. 2. График зависимости эффективного давления льда р от соотношения ширины штампа и толщины ледяного блока. 1 и 2 - для образцов льда первой партии; 3 и 4 - для образцов второй партии; 5 - для образцов льда первой партии с площадкой смятия полуциркулярного очертания. Л - экспериментальные кривые;

В - по предложенной зависимости.

b/h

Дополнительные исследования моделей вертикальных опор проводились в малом ледовом бассейне (1,4 х 3,75 м) Арктического и Антарктического научно-исследовательского института (ДАНИИ) со структурно-моделированным льдом. В основу экспериментов была положена методика моделирования движения судов е сплошных льдах, Для моделей гидротехнических сооружений такая методика применялась впервые. Модели вертикальных опор применялись различной ширины и имели цилиндрическую и призматические формы. Взаимодействие моделей со льдом происходило путем протаскивания их через ледяной покров с помощью специальной установки. Возникающие усилия фиксировались

Рвс.З,. Зависимость предельной? давления ¡7. кгс/см2 на модель опоры от прочности льда на изгиб в ледовом бассейне.

на осциллограмме. В опытах наблюдались две формы разрушения ледяного покрова:

- про резание льда опорой с раздроблением льда (РЯ);

- разрушение ледяных пластин после потери устойчивости (ПУ).

С целью определения расчетной формы разрушении (ПУ) ют (РЯ) были произведены оценочные расчеты для натурного льда. В качестве расчетных схем была принята полу бесконечная пластина на упругом основании, в первом случае подвергнутая равномерному сжагшо по кромке, во нтором слу чае загруженная сжимающей сосредоточенной силой, действующей в направлении плоскости пластины. При кратковременной нагрузке, какой яиляется реакция опоры при воздействии на нее дрейфующего ледяного поля, критерии в предположении работы льда в упругой стадии был найден по известным формулам.

о,,, кгс/см

Рис.4. Зависимость отношения предельного давления льда к прочности льда на изгиб от относительной ширины опоры: 1 - для I серии, 2 - для II серии 3 - дли III серии опытов - в ледовом бассейне.

В первом случае критическая нагрузка определялась из уравнения

где рь - критическая нагрузка на единицу длины, у- коэффициент постели, равный объемному весу воды,

А - толщина льда

Во втором случае критическое значение сжимающей силы, при котором пластина начинает выпучиваться, было найдено из уравнения

Оценочные расчеты подтвердили, что ПУ ледяного покрова при воздействии его на одиночные опоры при относительной ширине опор, принятых в опытах, в натуре не произойдет Следовательно, расчетной схемой будет являться случай ПР, соответствующий прорезанию льда Опыты в бассейне показали,

- что качественно одинаковая зависимость эффективного давления на опору от b/h наблюдается не только в опытах с образцами льда в обоймах, но и в опытах с моделированным льдом при солености, прочности и характере разрушения льда, отличающихся от таковых в прежних опытах,

- что коэффициент индентации кь зависит от отношения ширины опоры к толщине льда и отражает влияние стесненности деформаций на величину разрушающего усилия Результаты опытов представлены на рис 3 и 4

В главе рассмотрены воздействия льда на многоопорные сооружения На основании технического задания ЦНИИ МТС (1987г ) были проведены исследования воздействия на многоопорные сооружения

- дрейфующих ледяных полей, подходящих к сооружению под влиянием течения и ветра,

- сплошного ледяного покрова, окружающего сооружение в первоначальный момент подвижки льда

Опыты проводились

- на стенде с эквивалентным материалом (ЭМ) (проведены впервые),

- в ледовом бассейне ААНИИ

Было принято условие, что ледяное поле разрушается посредством сжатия (дробления) Для проверки возможности потери устойчивости ледяного поля при взаимодействии сооружения с принятой в опытах наибольшей относительной шириной В = 7d/h была использована формула Sodhi and Hamza

D -j-, E, /.i - модуль деформации льда и коэффициент Пуассона,

(10)

^=^{б//„+3,32[1 + (В/4/„)]}

(И)

где к -модуль основания (объемный вес воды),

1Р = [ Е И3/12 (1 - к ] 0 25 - характеристическая длина ледяной балки, Еу = 600 МПа - модуль упругости льда, р = 0,33 - коэффициент Пуассона Результаты расчетов показали, что потери устойчивости в натуре ледяного покрова для принятых в опытах схем не должно произойти

При обеспечении подобия разрушения ледяного поля в натуре и на модели для практических расчетов нагрузка на опору была представлена в виде линейной функции от прочности льда на одноосное сжатие Яс, которое зависит от с и р Основываясь на я-теореме, было принято

р/ъа а =

где Е, у -модуль деформации и коэффициент Пуассона ледяного поля, у -выталкивающая лед сила воды, 5СГ -средний размер кристалла льда, с,<р -при разрушении за время /, И, ¿/-диаметр опоры и толщина льда, / -расстояние между колоннами

При разрушении ледяного поля за счет смятия роль упругих деформаций льда, инерционных сил и выталкивающих сил воды незначительно влияет на процесс разрушения льда и зависимость упростится'

р/М а = Ун.%*Уа)

Эксперименты выполнялись с учетом зависимости нагрузки на модели опор от следующих параметров

где /г, - прочность льда на срез

Состав ЭМ подбирался методом факторного планирования эксперимента Определение прочностных характеристик эквивалента льда осуществлялось посредством испытаний в стабилометре и приборе плоской деформации конструкции Алпысовой В результате была выбрана смесь в составе песок, парафин, слюда, резиновая крошка, техническое масло ЭМ имел толщину пластин к = 25-30 мм, прочность на сжатие & = 0,17 МПа, угол внутреннего трения (э = 19-23° , модуль деформации Ед =14 МПа, сцепление с = 0,05 -0,07МПа

Для проведения лабораторных испытаний была изготовлена специальная установка, состоящая из трех частей чугунной плиты, на которой укреплялись модели опор, каретки, заполняемой эквивалентным материалом и нагрузочного устройства В опытах использовались модели диаметром £/= 30 и 60 мм Скорость взаимодействия ЭМ с моделями опор была от 1,0 до 5,0 мм/с

Опыты проводились для трех схем

1 схема расположения опор в один ряд, перпендикулярный дрейфу льда,

2 схема расположения опор в один ряд по направлению движения льда,

3 то же, в два ряда (рис.5)

I Ipii 'л ом OTUtcin елмше paeçi ояние Между осями опор как о нерпой, i а к и во вррой схемам изменялось от ! до 4. Для оценки деформированного состояния модели леляшго ¡кш был ионсйтьзован предложенный Трошеикошм муаромеч-рический метод, Опыты показали. что при одновременном действии нагрузки на все опоры я расстоянии между опорами в осях менее 3-х диаметров возникает эффект "взаимовлияния" и naipy зка на опоры снижается, С двухрядными моделями опор, расположенными параллельно действию нагрузки (рйОа). происходило разрушение льда перед передним рядом опор, срез по доковым плоскостям масеица и отрыв льда от последнего ряда опор. Во внучре1ЩШ пространстве между рядами опор оставался неразрушенный массив ледяного покрона. Нагрузки на тыловые опоры но сравнению с передними. у мены пап uei.. Всего с )\\ было iji.tiIч-1 иciю свыше 60-ти онытой. Характер разрушения моделями эквивалентною материала соответствовал характеру разрушения опорой нату рногодьда.

_

Кис. 5. Взаимодействие 'JM (/) - 26 мм. Г = 10 мм/с} с опорами с/ ** 30 мм: а' днухряднаи система опор - срез 9M между опорами: б/ однорядна}' система опор при расстоянии между осями опор ! - 2 d.

Опыты но исследованию ледовых нагрузок на ряды опор провалились также я большом ледовом бассейне ДАНИИ размером |,9 х 13.5 \t. со структурно- моделированным льдом. Опыты в бассейне при начальной нод-1Н1жкс показа, m качественное сходстко с опытами на стенде е ЭМ и дополнили данные исследования. Однако, при мо.те-лиронании на модели опор воздействия дрейфующего льда оеииллогрфичеекан запись показало яркую нсодновремсннзетъ ледовых нагрузок

Следует отмстить. Что опыты с различными диаметрами моделей и прочностью на сжатие дали также важный материал для определения значения kf. Так. для принятых в опытах с ЭМ отношении d h = 1-2 и 2.4 значения кь были равны соответственно 2.4 и 2,1 и подтвердили результаты предыдущих опытов.

Л л я изучения физическом картины при взаимодействии массива соломки» в (тодиодпой части тороса - киле с вертикальной опорой бый проведены специальные »кеперименты. Модель киля, как дискретная срсда, была выполнена н виде нагромождения пластинчатых обломков на горизонтальной

у оЯй

u. юс кос i и Соблюдаюсь i еомелрическое подобие направления сип относите дьно моделей Силы плавучести заменялись силами веса обломков Таким образом, принятая схема модеш представляла собой модель тороса в •переверну том" виде Опыты показали, что взаимодействие среды с опорой носит четко выраженный пространственный характер с изменением первоначальной структуры среды По мере продвижения модели опоры в массиве, перед ней создавался ограниченный уплотненный объем - призма упорядочен но ориентированных обюмков и lacmii которые залем сдишались но образующимся под некоюрым VI.юм р поверхностям скольжения Возникавшая ориешаиия пластин в призме изменялась в среднем от вертикального, у модели опоры, до VI ла наклона р, к плоскости сдвта - на периферии Каршпа сдвша имела сходство с выпором среды Мора-Ку лона

В ледовом бассейне ДАНИИ впервые бы ш проведены оньпы с чюделячш торосов Торосы выполнялись из обюмков моделированного льда, погружавшихся в прорези ледяного покрова, в виде отдельных гряд перпендикулярно к направлению движения опор Модели однолетних торосов (расчетное время 'смерзания - 3 часа) выполнялись в масштабе моделирования I 30 с отношением высоты паруса к осадке подводной части 1 4 и коэффициентом заполнения 0,600.65 Опоры иоследова1елыю прогаскивались через участки ровного ледяною поля и через гряды торосов При продвижении вертикальной опоры через ровный лед последний прорезался опорой, в зоне тороса наблюдалось выламывание оиельныч ледяных обломков Но сравнению с лафузкой ог ровною льда нагру ака при воздействии тороса была примерно в 1.5 раза больше

Ознакомление с имеющимися данными наблюдений морскою льда показывает, что в море значительное место занимает наслоенный лед с толщиной, значительно превосходящей толщину льда термического образования Непосредственное обследование автором обломков льда Финского залива с борта ледокола и в ледовых нагромождениях у сооружений также показало, что значительная часть обломков иу<еет слоистую структуру (смерзшийся наслоенный тонкий лсд толщиной 15- 17 см) с обшей толщиной порядка 65-75 см Поскольку теоретической оценки толщины наслоенного льда в практике расчетов не имелось разрабоiK-a ее была необходима.

В ледовом бассейне ААНИИ испытаниям была подвергнута разработанная автором чюдель опоры с винтовой лелорезнои поверхностью. Одновременно проводились иепьпания ци шндричеекой опоры [акой же ширины, для которой нагрузка оказалась примерно в два раза больше

В 1998 I. на шельфе о Сахалин софудниками АЛПИИ в содружестве с канадскиуш и американскими специалистами были проведены крупномасштабные измерения прочности торосов На ледовый блок размером 3*3 м, отделенный 01 консолидированною слоя прони lavin. прикладывалась вертикальная нафузка < 2 MN. которая передавалась на киль тороса и дефорушровапа его с постоянной скоростью Данные измерений были использованы автором для оценки прочности ки 1я на срез вотсте для' Lxxon Neftegas Limited

В третьей главе содержатся анализ и теоретические оценки результатов экспериментальных исследований Отмечается также, что расчетные давления льда на вертикальные сооружения по зарубежным нормам за период 1980 - 1995 гг приблизились вплотную к российским (Я1гра1г1к и другие) Наиболее близкие значения к рекомендуемым характеристикам прочности льда оказались нормативные значения ВСН 41 88 и СНиП 2 06 04-82* (1975 - 1989 гг) Это обстоятельство, а также детальный анализ имеющихся данных позволил автору значения прочности льда на сжатие таблицы 27* СНиП 2 06 04-82* (1989 г) с учетом уточнений прочности для Б = 3-4 7«, (эти значения были несколько занижены), предложить вновь, в качестве рекомендуемых (Таблица 1)

Таблица 1

Нормативные значения прочности морского льда на сжатие

Соленость Температура воздуха, С°

льда в0/«, от-1 до-3 -15 -30

< 1 0,75 1,20 1,50

1-2 0,65 1,05 1,35

Зт 4 0,55 0,95 1,20

5-6 0,50 0,85 1,05

Результаты опытов (глава 2) показали, что закономерность эффективного давления р, как математическая модель, может быть представлена в виде

р=С1 ^(сг-И/Ь + 1)", (13)

где с,, С2 и п - параметры по данным испытаний, подставив средние из наибольших значений с/, с2, и и в уравнение (13), получена зависимость

р=йс(5 Л/6 1-1)05, (14)

где выражение (5 Ь/И + 1)05 = кь - коэффициент индентации (смятия)

Как следует из формулы (14), величина предела прочности льда на смятие не является постоянной величиной даже при одной и той же толщине льда, а изменяется в довольно широких пределах с изменением относительной ширины опоры

Автором было проведено теоретическое обоснование функции кь

а) Используя зависимость Л Прандтля для определения несущей способности достаточно длинного полубесконечного тела в форме тупого клина при вдавливании в его плоскую поверхность жесткого штампа давление д в условиях плоской деформации при Ь/Ъ«1 было найдено по формуле

9 =1 + &пР)е2>а ~ 5тр\/25тр, (15)

где Кс - сопротивление льда одноосному сжатию, р - угол наклона огибающей кругов О Моора, в- угол между плоскостью клина и нагрузкой

Приняв для нашего случая в = я / 2, получено из формулы (15) для р =20° - 40° (при пластическом характере разрушения льда) д = (4,0-7,2) Яс и, следовательно, коэффициент смятия - кь - 7,2 - 4,0 Используя зависимость Л Прандтля для случая взаимодействия ледяной пластины с широкой конструкцией при Ь/к-> оо и равномерно распределенной нагрузкой при в = 0°, было получено д = Яс и, следовательно кь = 1 Таким образом, оказались известны два предельных случая значения коэффициента смятия - при Ык « 1 и Ык » 1 Значения кь для отношений 2 > ¿»/Л >0,1 получили, используя формулу Ма51егеоп й а1 для определения давления льда от площади контакта 0,1 < а м2

д, (МПа) = 8,1 / а05 (16)

Формула (16) была преобразована посредством замены численных значений коэффициентов на ц, определенное по формуле (15) при bJh = 0,1, и на нормализованное значение а„ = (Ык / ЬЛк) =10 ЫИ

9; = 9(«а«01)/О„05 (17)

Рассчитанное по формуле (17) давление оказалось следующим для Ык = 01 #1 = 72-40 Яс, для 6/й = 1 0 ц1 =3 0 - 2 4 для Ык = 2 0 д^ = 2 0 - 1 7 Лс, где численные значения при являются коэффициентами индентации, близкими к экспериментальным

б) Определение эффективного давления при Ь/к« 1 также дано с использованием метода Г А Гениева для материала с различной прочностью на сжатие и растяжение в условиях плоской деформации Значение коэффициента смятия для этих условий было получено, как и по решению Прандтля, равным кь« 6 Хотя качественно закономерность кь= /(Ь/к) подтверждена большинством зарубежных и отечественных специалистов, но экспериментальные значения кь по причине неточного определения исходных характеристик прочности льда не у всех авторов для одних и тех же значений Ь/к являются одинаковыми Отмеченный факт способствует получению результатов эффективного давления де, отдельные значения которого могут отличаться в несколько раз (рис 6)

Автором для выявления статистической зависимости эффективного давления льда от значений Ь/к был выполнен на базе более чем 30 экспериментальных данных анализ отношений при Ык= 10 к давлениям при Ык = 1 Все значения дс при Ык= 1 были приняты за единицу Такой подход исключил зависимость функции кь= /(Ь/к) от частных значений Яс Получены следующие результаты среднее отношение де(ът~ ю) / Чегы, -¡> = 0,427, стандартное

отклонение - 0,05

Учитывая факт, что по опытам при Ь/к > 10 давление приближается к значению прочности льда без учета эффекта смятия - йс, было принято при Ык =10 значение де(ш=щ ~ 1,05 Яс, и при ЫИ = 1 значение кь оказалось равным ¿4=1 (0,427/ 1,05) =2,45

Верхние же значения, при одном и двух стандартных отклонениях вычислены были равными соответственно 2,78 и 3,21 (рис 6)

Таким образом, метод статистического анализа также подтвердил полученную ранее зависимость для определения кь

В ледовом бассейне испытаниям была подвергнута модель опоры с винтовой ледорезной поверхностью. Исходя из характера разрушения нагрузку на винтовую часть опоры предложено определять по формулам, аналогичным формулам ВСН 41.88:

Pi/P

1.5

1.0

0.5

0,0

0,3 1

10 d/h

Рис. .6. Относительное значение эффективного давления на вертикальную модель в зависимости от d/h. (Статистический анализ)

© - Афанасьев В.П (1972); Д - Hirayamaet. al. (1975); О - Tryde P. (1975); X - NakazawaN., et al. (1990); -Nevel D. et al. (1977);

- Kavasaki T. et. al. (1987

- Pulkkmen E. (1983); ■ Frcderking R. et al. (1982);

© - Ladanyi 3. (1985) УС - СНиП (1995); 2 - Mishel В., Toussant N. y - Nakajma N. et, al, (198 ! ); + - Sodhi D. (1998); В -BhatS., Co.tG (1995); И - Вершинин C.A. (1983); ф - Бурдюг T., ВарданянС. в - Sodhi D., end Morris С,

- Prcdcrking R. end Gold g -Schwarz 1 et. al. (1974);

S

О

в »

= ГЬр - 2Р„р, (18)

ЕЬр - для средней части - из условий разрушения смятием -

где ¿1 = 0,3 (/;(/- ширина (диаметр) опоры; Яс -прочность льда на сжатие; А - толщина льда;

для боковых наклонных частей Р„р -из условий разрушения льда изгибом:

Р,р = К К/ И г Ща + яка&Д ( 20)

где К - коэффициент, численное значение которого принимается

при 4/Ь < 5 К= 3,00; при 5<с1.'Ь < 15 ^ = 2,75 + 0,05 ¿/Л;

- прочность на изгиб; а- угол наклона винтовой поверхности опоры к горизонтали; / - коэффициент тремия льда по конической поверхности опоры

Для случая взаимодействия многоопорных конструкций с ледяным покровом при решении задачи предполагалось, что каждая опора перед началом подвижки льда окружена сплошным ледяным покровом, смерзание между поверхностью опоры и льдом отсутствует. Для первой схемы - расположения опор в один ряд перпендикулярно направлению движения льда (рис.7) ледовая нагрузка на систему опор определялась гю формуле:

(2 и

где Г, — нагрузка на отдельную опору с учетом взаимовлияния: к - коэффициент неоднородности ледяного покрова ( В СИ 41,88 п.2,1.7).

Нагрузку на отдельную опору с учетом взаимовлияния предложено определять по формуле, аналогичной но форме формуле ВСН 41-88:

Ргт тЫк, (22)

где т — коэффициент формы опоры; Я —- прочность льда на сжатие; с1— диаметр опоры; однако, коэффициент взаимовлияния к * определялся по результатам опытов:

к~(кь- кь')Л+къ. В формуле (27) к/, и V — частные коэффициенты индентации:

(\ + 5 кШ) **,

Параметры в формулах (25-28) приняты в следующих диапазонах : ¿<7, </,; /*=^+2о/г; 1<а< 2 для I <М< 5.

1 I

(23)

(24)

(25)

Рис, 7. Схема расположения столбов в один ряд, перпендикулярный движению льда. 1 - опора; 2 - ледяной покров; я - часть зоны разрушения льда перед опорой, выходящая за пределы ее ширины; диаметр опоры.

При одновременном действии нагрузок от ледяного покрова на две соседние колонны (при количестве колонн в ряду больше двух рассматривается крайняя и соседняя) и наличии жестких связей между колоннами появляются удерживающие силы в связях. Возникшая область напряженно- деформированного состояния а ледяном покрове перед колоннами является асимметричной (рис.8). Возникшие поперечные силы Щу находятся с использованием метода классической теории упругости, как разность равнодействующих напряжений частей ледяного поля и определяемых из условия равенства деформаций этих частей -участок ледяного поля, расположенный от оси крайней колонны в противоположную сторону по отношению к соседней колонне; - участок от оси крайней колонны до плоскости симметрии О-О):

где R'yi - равнодействующая напряжений на участок S5; R'v 2 - равнодействующая напряжений , действующих на участок S2.

Для второй схемы - последовательно расположенных опор с припайным льдом при его подвижке - опыты были выполнены с двумя вариантами: в один последовательный ряд колонн:

в два последовательных ряда, параллельных подвижке льда (рис.10), Опыты показали, что при достаточно значительном расстоянии между колоннами (больше критического) нагрузка от ледяного покрова на каждую колонну и характер разрушения льда практически одинаковы для каждой колонны. ГГрн расстоянии между колоннами меньше критического характер разрушения льда резко изменяется, происходит сдвиг массива льда с внешней стороны колонн или рядов колонн. Нагрузка на систему колонн уменьшается.

(30)

Si /,

н

о

X V

Хг о

Рис. 8. Схема для определения сил 1\ действующих на колонны в поперечном направлении (обозначения - в тексте)

Однорядная система колонн. Сдвиг массива льда происходил по плоскостям, проходящим через точки а - с и Ь - «1 (рис 9 ) В опытах срез объема льда между колоннами происходил при расстояниях между ними в осях Ь0 й 2,5 с1 (¿/-диаметр колонны) Критическое расстояние £0 зависит от диаметра колонн, толщины льда и его прочностных свойств При сдвиге льда на вторую и следующую за ней колонны действуют силы

Рк=Рс + 2Рь (27)

где Рс - результирующее усилие по ширине сектора с углом 2а, Рь - результирующее усилие по ширине сектора (л/2 - а), определяемые в соответствии с теорией упругости [Тимошенко, Гувер, 1975] из выражений (28) и (29)

и

л-а

(28) и (29)

где г - радиус колонны, сг - радиальное напряжение по контакту ледяного покрова с колонной

т 12

тГУ:

т Рис 9 Схема взаимодействия ледяного поля с опорами сооружения а - однорядная система колонн, Ь - двухрядная система колонн, 1 -зона разрушения, 2 - плоскости среза, 3 -трещина разрыва, 4 - не разрушенный массив льда

Общая liai рузка на сооружение как на систему колонн, будет раина

н

^=^„+¿-1(30) i

i ас/А/»-сила на переднюю колонну.определяемая по форму le (25)

А, - коэффициент неоднородности льда, определяемый по формуле ВСН 41 88

В результате решения (30) в г лаве разработан график расчета nai ру юк

В случае воздействия дрейфующего ледяного поля на сооружение, имеющего опорные конструкции в виде колонн, рекомендуется учитывать неодновременность возникновения пиковых liaiрузок на каждую колонну Ото обусловлю изменчивостью физико-механических характеристик ледяного поля циклическим характером нагрузки Практически все параметры, определяющие свойства льда а JTO прочность льда толщина, неплотность контакта льда с сооружением имеют случайную природу Для этого случая в главе 3 автором разработана формула с \ четом вероятностного подхода-

В главе рассмотрены вопросы определения ледовой нагрузки на широкое сооружение при циклическом характере разрушения льда Согласно опытам установлено что при взаимодействии льда с широким сооружением наблюдаются в зависимости от скорости движения различные формы разрушения льла-

хрупко-пластичсская деформация льда при низкой скорости и циклический и линамическии характер ледового гю¡действия,

хрупкое разрушение при более высокой скорости, кома при разрушении льда пики локальных нагрузок в отдельных зонах не совпадают общая нагрузка и цикличность сглаживается В качестве примера можно привести рассмотренный JctTcricb M G and Wright W H случай воздействия многолетнего ледяного поля в море Бофорта на широкое сооружение типа «Mohkpaq». имеющего размеры порядка 100 метров на уровне действия сплошного льда При подходе к сооружению поля со скоростью 10-50 мм'с наблюдался цикличный характер ледовой нагрузки и одновременное разрушение льда на сооружение Большая величина общей нагрузки с резким с патом вызывала динамическую реакцию сооружения и сильную его вибрацию В другом случае при подходе ледяного поля к сооружению со скоростью более 100 мм/с име го место неолнонременное разрушение льда, сильной вибрации не наблюдалось Можно счиглъ. чю широкие сооружения имеют менее выраженную цикличность глобальной ледовой нагрузки, в результате чего менее подвержены линамическому воздействию по сравнению с относи-1ельно узкими сооружениями

Для оценки ледовой нагрузки на широкое сооружение Край предложил статистический подход Этот полход основан на предположении существования независимых "жвивадеш пых зон кош акт а со шдом по ширине сооружения В каждой зоне локальная нагрузка имеет случайный характер Согласно предположению Края своислва широкого сооружения приобретаются при отношении его ширины к толщине льда при d h > 15 В методе Края не совсем ясным остается вопрос о размерах ширины ^ 1емепгарной .жвнваденшой независимой зоны, а также

неизвесшоси. основных величин - медианы и [еомефического Ысшдаршою отклонения то есть граничных значений локальной натру зки

Определенную ясность при решении задачи можно получить считает автор если принять во внимание зависимость изменения эффективного давления льда в о (емешарной зоне 01 ошошеиия с/, /г. Размер расчешой независимой зоны принимается равным с1, = иИ (здесь а =1-2,) поскольку при этом наблюдается прамически одновременное разрушение льда на кошакле с опорой.

Расчетная нагрузка определяется по формуле

гни ' (31)

где Р, - нагрузка на сооружение от ровного льда или консолидированной части юроса, -пафузкао! фения льда, / 3 - нафузка о; подводной несмерзшейся части тороса, п - количество у частков контакта

На каждом участке контакта сооружения со сплошным льдом ледовая нагрузка може! изменяться во времени от максимальном Р,тм до минимальной Р,,„,„ - ;// Г,,„,„ Локальную нагрузку на отдельный участок контакта предлагается оиределяи. с у челом форму 1ы (14) Ледовая нафузка являйся слу чанной величиной Вероятность Р„ совместного наступления на всех участках максимальных нагрузок, являющихся независимыми событиями согласно теории вероятности (используется в первом приближении нормальное распределение) равно практически нулю Рассматривается совпадение нагрузок в некотором временном диапазоне ЛТ, их значений близких к максимальным

Р„Па, < 1.,, =(Р)" к, (32)

гле Р = £лТ,. Т„ - вероятность появления нагрузок в пределах Ра, Рша., за период Т„между пиками нагру зок/•„„,■, /V, - расчетная максимальная нагрузка на у часток контакта сооружения с заданной обеспеченностью

Нагрузку на сооружение от сплошного льда предлагается определять по формуле

/• / = М1 - а 01- (33)

где \!Р- математическое ожидание и ОР-среднее квадратичное уклонение суммы леловых нагрузок на все цилиндрическое сооружение соответственно равны

МР = тр ¿С05Д, ОР = чР~£ «ЧЯ»' -¡п,

тР 0 5Р, „„„ (1 - ц/) - математическое* ожидание, qp 0 5 Р, „пгг (1 - (//) а - среднее квадратичное отклонение нагрузки в отдельной зоне контакта при Р= 0" а- число отклонений

Для расчета нагрузки Р: на сооружение от трения льда предлагается следующая зависимость

^ = ««Д

где к{- коэффициент трения льда о поверхность сооружения Пафузка !■) рассмотрена ниже

РиЫО..Характеристики цикличности нагрузки. Значения коэффициента цикличности (I - ц/) в зависимости от ¿¿й. вычисленные по данным опытов:

О А -Sodht(1984). КагпаП 990).Erami {] 987),

Ш- Афанасьева; ^ - при действии льда на Moiikpaq.

а

лл

d/h Ч ч

N Ч

__I_I 1 I I ill I_|_|......

2 3 4 5 67 10 20 30 50 100

В работе ,1еЯепе5 е( а| степень воздействия циклической ледовой нагрузки на сооружение МоИкрас] в морс Бофорта характеризуется нормированной амплитудой динамического воздействия, а именно - отношением

На рис. 10 приведена в логарифмическом масштабе обобщенная кривая значений фактора (1-у). Эта кривая построена автором для хрупко-пластическИХ скоростей льда в диапазоне d/h = 10 на основании данных осциллографических записей ледовых нагрузок и гипотетически продолжена на диапазон 10 -г- 100. На графике нанесено также значение (1-цЛ при экстр ем аль ном воздействии льда на Moiikpaq в 1986 г., равное 0.45,

Определение локальных ледовых нагрузок связано с необходимостью расчета на прочность и устойчивость элементов сооружения. Практика показывает, что давление льда при этих нагрузках может н несколько раз превосходить эффективное давление льда, Автором разработаны предложения по определению локальных нагрузок в диапазоне b/h= 0,1-^-2,0 с учетом геометрии контакта:

Я =Л>Я> {boh = o,i)W5, (36)

где¡j, определяется по(17);в„= (Ь/Щ/fbJh) = 10 b/h., k,t- коэффициент.

На величину локального давления q оказывает влияние также расположение площадки контакта по толщине льда. Анализ материалов исследований по этому вопрос) (Blanche, Iyer, Masterson и др.) позволяет к формуле (36) предложить следующие поправочные коэффициенты к„: при расположении площадки по всей

Преобразовав это отношение, имеем : (1 -ф)

(35)

толщине льда - к„ = 1, в верхней трети - к0 = 0,9. в нижней трети - к„ = 0,6, в средней части толщины льда - к0 = 1,5 Предложения автора практически совпадают с экспериментами С И Рогачко в рассмотренном диапазоне

F >к > Рис 11 Схема деформации конструкции под нагрузкой

.....Ail As) 1-первоначальное положение без нагрузки 2 - при

| I . полной нагрузке Fmax,

1 I j 3 - при нагрузке Fm,„

I I 2 Экспериментальные исследования взаимодействия

| \ льда в ледовых бассейнах с моделями вертикальных

. I з опор с различными значениями жесткостных характе-

ристик, ширины опор и скорости движения (Sodhi, Morris,, Kama et al, и др), а также воздействие льда на Mohkpaq показали, что при хрупком цикличном разрушении кромки ледяного поля нагрузка не падает до нуля (рис 11) Ранее это явление не учитывалось при расчете цикличности Так Maattanen зависимость частоты циклов / определял по отношению

fc — kv/ (J hdf (37)

где к - жесткость конструкции, v -скорость ледяного поля, м/с, а -прочность льда, МПа, h - толщина льда, м, d-диаметр конструкции, м Вывод формулы (37) основан на предположении, что конструкция после сброса нагрузки возвращается в исходное положение, при F=0 В формуле (37) не учитывается отклонение конструкции Д2 при Fm„ ,а также деформация ледяного поля 1с с учетом которых деформация конструкции за каждый цикл будет равна Дз = Дг Д2, а частота циклов будет уже равна

fc=kv/{Fc(l-rt+klc}, (38)

где А] - отклонение конструкции под нагрузкой Fmax, Fmax - максимальная разрушающая нагрузка,

/,= FmJ2 In 2b/d+ 1 - А) / nEh, b - расстояние до некоторой отдаленной точки, //и Е - модули Пуассона и упругости льда соответственно

Следовательно, с учетом дополнений расчетная частота циклов по сравнению с формулой (37) должна увеличивается

Для расчета отклонения конструкции под действием нагрузки имеется известное соотношение Д = Из этого соотношения следует, что с увеличением фактора

жесткости значение Д уменьшается Но при этом для одних и тех же ледовых условий должна увеличиваться скорость деформации льда и, следовательно, изменяться разрушающая ледовая нагрузка Fc Таким образом, от изменения жесткости конструкции для одних и тех же ледовых условий изменяется величина разрушающей ледовой нагрузки

В главе 3 приводится краткий обзор и анализ ряда наиболее часто используемых в инженерной практике методов расчета нагрузок от однолетних торосистых образований на морские гидросооружения Исследованием этой проблемы в нашей стране занимались С П Бекецкий, С А Вершинин, С С Варданян, Б Д Носков, С И Рогачко, Г.А Сурков, П А Трусков и другие Значительный вклад в исследование проблемы внесли зарубежные ученые Т G Brown, R Frederking Е Eranti, J Hoikkanen, T Kama, T Krankkala, К Croasdale, M Maattanen, G W Timco , I S Weaver В нормативных документах - Изменение №2 СНиП 2 06 04-82* и Ведомственные Нормы Газпрома - ВСН 41 88 нагрузки от однолетних торосов как на сооружения рассчитываются умножением значений нагрузок от ровного льда на «коэффициенты торосистости» (отношения нагрузки от тороса к нагрузке от ровного льда) Значения этих коэффициентов (предложены автором в качестве первого приближения для Норм, 1975 г) не всегда соответствуют конкретным ледовым условиям, которые даже в районе строительства объекта отличаются большим разнообразием

В предложенном автором диссертации впервые методе расчета нагрузка от тороса на сооружение определяется как сумма нагрузйк от консолидированного слоя и подводной части тороса Нагрузка от надводного гребня тороса не учитывается, в виду несущественного влияния ее на общую нагрузку Такой подход подтверждается многими специалистами /Eranti Е , Lee G С , Timco et al, Вершининым CA и др/ Для оценки подводной не смерзшейся массы тороса - киля используется метод пассивного давления связно-сыпучей среды Мора-Кулона в условиях плоской деформации При этом учитывается пространственный характер разрушения среды При взаимодействии с сооружением предполагается нарушение контактных связей между обломками льдин в киле тороса и отсутствие инерционных сил, ввиду незначительных скоростей перемещения среды и элементов системы Нагрузка Fc от консолидированного слоя тороса, расчитывается по формуле для ровного льда с учетом толщины слоя

Ледовая нагрузка от торосов на сооружения определяется по принципу суперпозиции как сумма нагрузок Fc от консолидированной части тороса и от подводной не смерзшейся массы обломков льда (рис 12)

где Fl - нагрузка от подводной части торосистого образования, у - плавучесть льда, п - заполнение киля тороса,

Н, - расчетная толщина подводной не смерзшейся части тороса - киля,

(45° + е>/2), » = с < 5кПа - сцепление между обломками льда в подводной части; ф- угол внутреннего трения в массе обломков льда,

й - диаметр сооружения, ко - 1 + Я / 3£> - пространственный коэффициент, учитывающий трехмерный характер сдвига обломков льда,

F = FC + Ft-,

F„= (0,5 упНг2 Х-^2 с Нг ß) D К к,

1Г >

(39)

(40)

Я-толщина киля до разрушения, кг = е'0 03 (D/H> - коэффициент контакта

Расчетная толщина киля определяется по формуле Я, = Я + jD/4, где j - активная часть сооружения, перед которой нагромождаются обломки льда киля, зависит от ширины и формы сооружения, а также от сопротивления сдвигу обломков льда Для цилиндра значение j при D/H > 2 ориентировочно можно принять равным 0,3-0,4, для плоской стенки - 0 8 (Я - толщина киля тороса до взаимодействия с сооружением) Вводится ограничение - толщина киля не может увеличиться больше, чем на jD/4 и быть больше Я„. глубины воды у сооружения Я,,, >Hr < jD /4 + Я,

По сравнению с ранними предложениями в настоящем изложении метода уточняется расчетная толщина подводной части тороса (учитывается увеличение перед сооружением массы обломков льда), принимается во внимание уменьшение прочностных характеристик киля в процессе взаимодействия с сооружением, введен в расчет коэффициент контакта кг и другие уточнения

Метод по формуле (40) рассчитан для экстремального сценария - расчета нагрузки от киля гряды торосистого поля При определении нагрузки от киля отдельной гряды тороса может дать завышенные результаты В" последнем случае предлагается вести расчет путем сравнениея метода автора с методом, предложенным Croasdale et al по схеме плоского среза тороса как сыпучей среды

где А- площадь горизонтальной плоскости сдвига, К, - коэффициент пассивного давления, х - величина внедрения опоры в тело тороса, м>- угол среза Расчетная нагрузка должна отвечать условию

Расчетную нагрузку на сооружение можно определить, построив- график значений нагрузок по методам автора и Сгоазёа1е (рис 13) Нагрузка находится в точке' х "

В четвертой главе выполнены автором сопоставительные расчеты определения ледовых нагрузок на вертикальные опоры от воздействия ровного, наслоенного, консолидированного льда и от киля торосов На основании проведения расчетов по методам действующих отечественных и зарубежных документов и сопоставления с результатами расчетов по методам автора при широком диапазоне изменения параметров сооружения и толщин ледовых образований сделан ряд выводов

В действующих нормах СНиП 2 06 04-82* (1995) коэффициент смятия кь значительно отличается от обоснованных автором и апробированных в десятках иностранных и отечественных работ значений кь Сопоставление нагрузок на ряд

опор, расположенных перпендикулярно к движению ледяного покрова свиде-

■н:

(41)

Fuei = min (Fi, Fpi„g)

(42)

тельствует, что значения нормативных нагрузок на многоопорные сооружения, определенные по действующим нормам, по сравнению с нагрузками, полученными автором по данным опытов, оказываются заниженными: для трех опор при < 0,3, для двух опор - при сУI < 0.5.

При взаимодействии опор, расположенных последовательно начальному движению ледяного покрова, нагрузка зависит от расстояния между опорами и диаметра опор. Разработанный автором метод не имеет аналогов.

Рис. 12. Схема взаимодействия сооружения с грядой торосистого льда 1 - профиль тороса до сдвига; 2 - сдвигаемый объем обломков льда; 3 поверхность сдвига; 4 - профиль тороса при сдвиге; 5 - киль соседней гряды; 1 - II - положение опоры перед воздействием на торос и в момент сдвига;

- толщина консолидированного слоя льда; Нг - толщина киля; \\'Ь - уровень воды.

I к 26

Рис.13. Нагрузки на сооружение в зависимости от величины его внедрения в торосистое образование: а - нагрузки от киля гряды тороса; Ь - то же. от торосистого поля; 1 — по методу Афанасьева;

2 - по метод)' Сгоазс1а!е;

Воздействия торосистых образований на морские гидротехнические сооружения представляют наибольшую опасность При построении автором модели воздействия киля тороса на сооружение рассматривались зависимости предельного равновесия связно-сыпучей среды Мора-Кулона Такой подход подтверждается наблюдениями за воздействием торосистых образований на реальные сооружения, а также при выполнении крупно-масштабных экспериментов (TGBrown etal, EEianti, К Croasdale etal GTimco etal, VNSmirnov etal)

Анализ расчета нагрузок от киля тороса на вертикальные опоры по методам Prodanovic и Melloi, рекомендованных нормами API RP 2N (1995), показывает, что эти методы не могут быть приняты в качестве расчетных

При расчете по методу Prodanovic при D / Hr < 1 значение нагрузки резко возрастает и при значении D, стремящемся к нулю, при постоянном Нт, нагрузка стремится к бесконечности, при значении сцепления, равном нулю, расчетная нагрузка также становиться равной нулю Кроме этого, метод Prodanovic не учитывает нагромождения обломков, возникающим перед сооружением по мере его внедрения в киль тороса

Метод Mellor не учитывает, как пространственного характера разрушения тороса при взаимодействии с сооружением, так и дополнительного нагромождения обломков перед препятствием и тем самым занижает расчетную нагрузку от киля тороса В методе Mellor включена в расчет не оправдано завышенная нагрузка от паруса тороса, что значительно увеличивает, не смотря на заниженную нагрузку от киля, общую нагрузку от тороса на сооружение

Метод Prodanovic и метод Mellor не отвечают механизму разрушения и экспериментальным данным

Нормативные значения прочности льда включенные ранее в нормы ВСН 171 / МО СССР, СНиП Н-57-75 и СНиП 2 06 04-82* М, 1986 и 1989, за годы действия этих документов с 1973 по 1994 гг не изменялись и в настоящее врем вполне соответствуют рекомендуемым международной практикой значениям (график на рис 16) Эти факты свидетельствуют о том, что при проектировании ледостойких сооружений по российским нормам за срок 1973 - 1994 гг. по сравнению с результатами проектирования по зарубежным рекомендациям должен оказаться колоссальный экономический эффект'

Экономически рациональное определение ледовых нагрузок по нормам СНиП 2 06 04-82*(1986,1989) стало возможным в результате

- обоснованных нормативных значений прочности льда (табл 1) и методов расчета нагрузок на сооружения от ледовых образований (формулы 39 и 40),

- экспериментально полученного и теоретически и статистически обоснованного определения значения коэффициента смятия кь, как функции эффективного давления льда в зависимости от нормированной ширины сооружения или

контакта, »шляющегося определяющим а методике расчета ледовых нагрузок от ровного и консолидированного льда (формула 14, рис.14 и 15).

• - с

4 - сс

t ! Keinicke

i V y

f * — -

Afanasvev ' 1 i 1 >

О 2 \ 6 8 10 12 Ы 16 Laboratory ice

3

h 2.i

1.5 1

0.5 0

cylindrical • ■ flat

Oh

I ! 1 1 1 !

!

l' V i / osés JshTd -

s

4 - 1 — - f"

•

0 1 2 3 15 6 7 3 9 10 Dh Field ice

Рис. 14. Сопоставление значений коэффициента индентации в зависимости от d/h с опытными данными: а) лабораторный лед; б) морской лед [Т. Kawasaki, et al.. Ргос. "" Mitsubishi Techn.BuM". N6.174- 87].

-s--s-

o

1 - СНнП (1986); 2 - Афанасьев (эксперименты);

3 - Hirayma, Schwarz, Wu (1974); Sodhi et al (1984)

4 - 5 - BCH 41.88 (соответственно при подвижке не-смерзшсгося и смерзшегося с опорой ледяного поля}.);

Д - СНиП (1995 ); О " Frederking; ■^С- по Прандтлю; Г]- Афанасьсп (теория и статистика)

Рис.15. Сопоставление коэффициента индентаиии (смятия) kh.

Load (tonnes)

Prossure (Mpa)

1 500 000

100 000

I I I I I I I I I I I I I I

15

8

1980

1985

1990

1995

Рис 16 Тенденция снижения ледового давления за период с 1980 по 1994 годы [Рпгратск,« а1, 1994] и авторское сопоставление с нормами СНиП (1975-89 гг)

В результате всего выше изложенного автор позволяет себе сделать вывод о возможности использования методов автора

1 - для расчета нагрузок на сооружения шельфа,

2 - для корректировки действующих норм СНиП 2 06 04-82* М , 1995

1 На основании исследований выявлена, изучена и обоснована неизвестная ранее закономерность изменения величины нормированного эффективного давления льда в зависимости от нормированной ширины преграды (отношения-толщины льда к ширине преграды или контакта) Данная функция связи, именуемая специалистами как «коэффициент смятия», «коэффициент внедрения», «factor indentation», «aspect ratio effect» - новое направление в методах расчета ледовых нагрузок на МГТС с вертикальными стенками, используемое с начала семидесятых годов в российской и зарубежной практике

2 На основании результатов исследований рекомендованы прочностные характеристики льда с учетом температуры , солености, скорости деформации и масштабного эффекта

3 Сделаны выводы о необходимости учета наслоения льда и дан метод расчета толщины наслоенного льда

4 Разработан метод расчета общей ледовой нагрузки, действующей на систему опор и на отдельные опоры колонного типа при первой подвижке льда Выявлена степень влияния на величину ледовой нагрузки факторов, определяющих эффект взаимовлияния

5 Разработан метод расчета общей ледовой нагрузки от дрейфующих ледяных полей, действующей на систему опор, с учетом случайного неодновременного возникновения циклов разрушения льда

6 Разработан метод расчета ледовой нагрузки от торосистых ледовых образований на ледостойкие морские гидротехнические сооружения, в котором

Основные результаты и выводы.

впервые применены для разработки математической модели разрушения киля тороса закономерности механики связно-сыпучей среды Мора-Кулона

7 Предложен метод расчета локальной ледовой нагрузки, учитывающий не только площадь контакта льда с конструкцией, но и геометрию контакта, а также расположение площади контакта по толщине ледяного покрова

8 Предложены расчетные рекомендации по учету влияния жесткости сооружения и упругости движущегося ледяного поля на величину ледовой нагрузки, на частоту ее циклов, а также на степень динамичности ледовой нагрузки

9 Разработан способ учета цикличности нагрузки при использовании в морских условиях кинематического метода Коржавина К Н, разработанного им для измерения ледовой нагрузки на сооружение от воздействия ледяных полей при ледоходе на реках

10 Предложена методика расчета ледовой нагрузки на конструкцию вертикальной опоры, имеющую в ледорезной части винтовую поверхность

По теме диссертации опубликованы следующие работы.

*

1 Афанасьев В П Прочность льда на сжатие в расчетах гидросооружений - Труды МО СССР, №94, 1967

2 Афанасьев В П Определение прочности льда при расчете гидротехнических сооружений «Гидротехническое строительство», № 5, 1968, с 48-51

3 Афанасьев В П Об учете масштабного фактора при определении прочности льда на сжатие «Гидротехническое строительство», № 11,1970, с 38-40

4 Афанасьев В П, Долгополое Ю В Воздействие торосистого льда на отдельно стоящие опоры - Труды совещаний по гидротехнике, вып 56, JI, «Энергия», 1970 с 188-191

5 Афанасьев В П Долгопочов Ю В, Швайштейн 3 И Давление льда на морские отдельно стоящие опоры - Труды Арктического и Антарктического НИИ, том 300, Гкдрометиздат, Л,

1971 с 61-80

6 Афанасьев В П О применении кинематического метода в морских условиях Труды НИИЖТ, вып 124, Новосибирск, 1971, с 38-42

7 Афанасьев В П Давление льда на вертикальные преграды -«Транспортное стр-ство»,

1972 №3, с 47-48

8 Афанасьев В П О давлении дискретной среды , движущейся на столбчатый фундамент Proc Of the first Baltic conference On soil Mechanics and foundantion engineering, vol IV, Gdansk, 1975, pp 276-279

9 Афанасьев В П Нагрузки от дрейфующих ледяных полей на опоры сооружений, « Транспортное строительство», № 2,1976, сс 43 - 44

10 Афанасьев В П, Долгополое Ю В Воздействие торосистого льда на опоры гидротехнических сооружений Труды совещаний по гидротехнике -Регулирование ледовых явлений,вып 111, Л .»Энергия» 1975 (1976), Волгоград, с 154-157

11 Афанасьев В П Рекомендации по защите столбовых опор от ледохода - Труды Научно-технической конференции по проблемам проектирования, строительства и эксплуатации БАМа ЦНИИ МПС и ЛИИЖТ, Л ,1976

12 Афанасьев В П Оценка расчетной толщины напластованного льда «Метеорология и гидрология», № 10,1979, с 88-92

13 Афанасьев В П Нагрузки на столбчатые опоры мостов при подвижке ледяного покрова - Тезисы докладов на Ш Всесоюзной конф по механике и физике льда - Институт Проблем механики АН СССР, М, 1988 с 15-16

14 Афанасьев В П Ледовые нагрузки на многостолбчатые опоры -«Транспортное стр-ство», 1990 №5, с 28-29

15 Афанасьев В П, Никитин В А, Смирнов В Н, Сухорукое К К Динамические процессы в морских льдах и оценка ледовых сил 2-я Международная конференция « Освоение шельфа арктических морей России»- RAO -1995, С -П. 1995

16 Афанасьев В П, Воеводин В А Вероятность появления айсбергов в юго-западной части Карского моря и опасность их влияния на гидротехнические сооружения В сб «Айсберги Мирового Океана», Гидрометеоиздат, С -П, 1996, с 88-103

17 Афанасьев ВП Предложения по расчету ледовых нагрузок на широкие шельфовые сооружения с вертикальными стенками 3-я Международная конференция << Освоение шельфа арктических морей России» - RAO-1997, С -П,

18 Афанасьев ВП, Никитин В А, Смирнов ВН Об определении локальных ледовых нагрузок 5-я Международная конференция « Освоение шельфа арктических морей России» -RAO-2001, С -П, 2001, с 171-173

19 Афанасьев В П, Алексеев Ю Н, Литонов О Е, Панов В В , Трусков П А Ледотехниче-ские аспекты освоения морских месторождений нефти и газа. Монография Гидрометеоиздат, С -П, 2001,430 с

20 Афанасьев В П Оценка функции связи в расчетах давления льда на вертикальные сооружения / Сборник «Актуальные проблемы современной науки», №6, М, 2002, с 224-226

21 Афанасьев В П Влияние жесткости сооружения на характер ледовых нагрузок' 7-я Международная конференция « Освоение шельфа арктических морей России» - RAO/CIS OFFSHORE 2005, С -П, 2005, с 254-256

22 Афанасьев В П, «ОПОРА-ЛЕДОРЕЗ ГТС», Автор свидетельство № 536279, (1976)

23 Афанасьев В П , «ОПОРА-ЛЕДОРЕЗ ГТС», Автор свидетельство № 1206364, (1985)

24 Afanas'ev V Р Ice Pressure on Vertical Structures National Research Council, Technical Translation 1708, Ottawa, Canada, 1973

25 Afanas'ev, V P , Dolgopolov Y V, and Shraishtein ZI Ice Pressure on Individual Marine Structures In Ice Physics and Ice Engineering Israel Program for Scientific Translation, 1973

26 Afanas'ev V P, Dolgopolov Y V, Korenkov V A and Panfilov D F Effect of Hummocked Ice on Pirs of Marine Hydraulic Structures Proc IAHR'75 Int Symp on Ice Problems, Hanover, New Hampshire, 1975, pp 469-477

27 Afanasyev V P Nowe sposoby obliczama parcia lodu na wolno stojaca budowli hidrotechnic-zne Новые методы расчета давления льда на одиночные опоры / "Technika I Gospodarska Morska" (Polska), 1977, № 3

28 Afanas'ev V P, Dolgopolov Y V, et al Effect of ice impact forces on the supports of structures in estuaries and shelf zones Proc IAHR' 78 Int Symp on Ice Problems, Lulea, Sweden, 1978

29 Afanasyev V P Drifting Ice Forces on Offshore Piles First Euro Offshore Mechanics Symp,Trondheim,Norway, 1990, pp96-108

30 Afanasyev V P, and Afanasyev S V Interaction national of ice cover with hydrotechmc structures of various types Intern Conf POAC-95, vol 1, Murmansk, 1995, pp 96-108

31 Afanasyev VP and Afanasyev SV Wplyw ukladu pall na wielkosc obciazenia lodem systemu wielopalowego od napierajacej pokrowy lodowej "Inzyniena Morska l Geotechmka", Vol 18, No 2 , Polska, 1997 pp 129-133

КОПИ-ЦЕНТР св 7 07 10429 Тираж 100 экз Тел 185-79-54 г Москва, ул Енисейская д 36

ВВЕДЕНИЕ.

ГЛАВА 1. АНАЛИЗ СОСТОЯНИЯ ПРОБЛЕМЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ЛЕДОВЫХ НАГРУЗОК НА МОРСКИЕ ГИДРОТЕХНИЧЕСКИЕ СООРУЖЕНИЯ

1.1. Виды воздействия морских ледяных полей на МГТС.

1.2.Физико-механические характеристики ровного льда

1.2.1 .Расчетная толщина льда.

1.2.2.Прочность морского льда на сжатие и зависимость от основных факторов.

1.3. Торосистые нагромождения.

1.3.1.Морфометрические характеристики торосов.

1.3.2.Прочностные характеристики торосов.

1.4. Существующие методы определения ледовых нагрузок на вертикальные опоры.

1*4.1.Определение ледовых нагрузок по действующим нормативным документам СНиП 2.06.04.-82*(1995) и ВСН 41.

1.4.2.0пределение ледовых нагрузок по API RP2N 1995.

1.4.3. Методы определения ледовых нагрузок от киля тороса тороса (по литературным источникам).

1.5. Предложения по определению эффективного давления от ровного льда на вертикальные опоры.

1.5.1. Предложения К.Н.Коржавина

1.5.2. Предложения по определению эффективного давления льда в зависимости от фактора (d/h) - отношения ширины сооружения к толщине ледяного поля

1.5. Выводы.

Глава 2. Определение параметров морского льда и экспериментальные исследования для разработки моделей расчета ледовых нагрузок на ОМГТС.

2.1. Экспериментальные исследования прочности образцов морского льда с учетом масштабного эффекта.

2.2. Экспериментальные исследования ледовых нагрузок на одиночные вертикальные опоры.;.

2.2.1. Эксперименты по разрушению блоков морского льда с целью исследования эффекта индентации (местного смятия).

2.2.2. Результаты опытов на местное смятие образцов льда.

2.2.3. Влияние скорости деформации на прочность льда.

2.2.4. Исследования процесса взаимодействия моделей вертикальных опор с моделированным льдом в опытовом ледовом бассейне ААНИИ.

2.3. Нагрузки на многоопорные сооружения

2.3.1.Экспериментальные исследования нагрузок при подвижке ледяного покрова на стенде с эквивалентным материалом

2.3.2. Опыты в ледовом бассейне Арктического и Антарктического научно-исследовательского института по исследованию ледовых нагрузок на ряды опор.

2.4. Эксперименты по моделированию взаимодействия тороса с препятствием.

2.4.1.Разрушение модели тороса в виде нагромождения дискретной среды из пластинчатых обломков при взаимодействии с моделью опоры.

2.4.2. Моделирование торосов в ледовом бассейне.

2.5. Крупномасштабные эксперименты измерения прочности торосов на шельфе Охотского моря.

2.6. Экспериментальные исследования в ледовом бассейне воздействия льда на винтовую опору.

2.7. Выводы.

Глава 3. Разработка основополагающих моделей расчета ледовых нагрузок на вертикальные преграды ОМГТС

3.1. Нормативная прочность льда на сжатие.

3.2. Анализ результатов экспериментов в ледовом бассейне.

3.2.1. Определение расчетной модели разрушения льда.

3.2.2. Анализ экспериментов по определению влияния местного смятия на эффективное давление льда.

3.3. Теоретическоее обоснование функции индентации.15'

3.3.1. Предельное давление при b/h « 1 по методу Г.А.Гениева [1962].

3.3.2. Предельное давление при b/h « 1 по зависимости Л.Прандтля [А.Надаи

1969].

3.4 Статистический анализ значений коэффициента kb.

3.5.Нагрузки на многоопорные сооружения при подвижке ледяных полей.

3.5.1 .Факторы, определяющие эффект взаимовлияния льда

3.5.2 Схема расположения опор в один ряд, перпендикулярный движению Льда.

3.5.3. Взаимодействие последовательно расположенных опор с припайным льдом при его подвижке.

3.5.4. Ледовая нагрузка на многоопорное сооружение от дрейфующего ледяного поля (вероятностная оценка).

3.6. Ледовые нагрузки на широкие шельфовые сооружения с вертикальными стенками.;.

3.6.1. Основные положения расчетного метода определения нагрузок на широкое цилиндрическое сооружение.

3.6.2. Определение локальных ледовых нагрузок.

3.6.3. Динамика воздействия льда на широкое сооружение.

3.6.4.Динамическое воздействие льда на широкое сооружение при эксцентрической нагрузке.

3.7. Фактор жесткости при взаимодействии системы лед - сооружение.

3.7.1 Влияние фактора жесткости на частоту циклов.

3.7.2.Влияние фактора жесткости к на величину глобальной нагрузки.

3.8. Вертикальная опора с винтовой ледорезной поверхностью.

3.9. О применении кинематического метода в морских условиях.

3.10. Оценка расчетной толщины наслоенного льда.

3.11. Методы определения нагрузок от однолетних торосов.

3.11.1. Глобальные нагрузки от однолетних торосов.

3.11.2.Метод расчета нагрузок от консолидированного слоя.

3.11.3. Методы расчета нагрузок от киля.

3.11.4. Расчет нагрузки на сооружение от киля тороса.

3.11.5. Прочностные характеристики киля тороса определяются по двум расчетным способам.

Актуальность диссертационной работы. За рубежом разведка и освоение ресурсов нефти и газа субарктического, затем и арктического шельфа были начаты США и Канадой в начале 60-х годов. Основные объемы работ приходятся на континентальный шельф Аляски, арктическую зону Канады, западное побережье Гренландии и акваторию Антарктиды Запасы месторождений оцениваются в 240 млн. т нефти и- 140 млрд. м3 газа Освоение шельфа арктических морей (море Бофорта, арктический шельф Канады) начато в начале 70-х годов.

Российскими специалистами энергетический потенциал нашего шельфа оценивается в объеме 100 млрд. т условного топлива в пересчете на нефть, в том числе 16 млрд. т нефти и 84 трлн. м3 газа). Около 80% этих запасов приходится на долю замерзающих морей - Баренцева, Карского, Лаптевых, ВосточноСибирского, Чукотского, Берингова и Охотского

На такой громадной акватории отработано не более 1 млн. погонных километров сейсморазведочных профилей 2D, а исследования 3D только начаты в последние годы у Сахалина и в Печорском море. В самом начале - региональное изучение моря Лаптевых, а также Восточно-Сибирского и Чукотского морей. Пробурено менее 200 скважин только на шельфе Сахалина и в Баренцевом море. А от Ямала до Магадана нет еще ни одной скважины. Но уже выявлено более 20 нефтегазоносных крупных осадочно-породных бассейнов, в 10 из которых наличие запасов углеводородов уже доказано. Также выявлено около 500 локальных структур, открыто 29 месторождений, в том числе супер гигантские газоконденсатные и газовые Штокмановское, Русановское, Ленинградское в Западной Арктике и несколько крупных месторождений на северовосточном шельфе Сахалина и в Печорском море.

Предполагается, что на море будет добыто в 2005 г. - 25-28 млн. т нефти и 3035 млрд. м3 газа, в 2010 г. соответственно - 41-45 млн. т и 97-100 млрд. м3, в J

2020 г. - 65-70 млн. т и 135-140 млрд. м . Более высокие темпы добычи могут быть достигнуты за счет освоения новых провинций и открытий в области технологии добычи. Планируется, что на Штокмановском месторождении будут работать три добывающие платформы, а к 2015 г. будет пробурено 156 скважин, которые должны дать 63 млрд. м газа в год. Через 15 лет, к 2030 г., количество скважин достигнет 216, а добыча газа возрастёт до 95 млрд. м . Предполагается, что подготовка газа не будет осуществляться непосредственно на платформе - он будет подаваться по 500-километровому трубопроводу на берег, а затем - на экспорт в страны Европы. По нефтегазовому потенциалу недра Баренцева, Печорского и Карского морей содержат около 54 млрд. тонн условного топлива, а дальневосточных (прежде всего Охотского моря) до 17 млрд. тонн условного топлива. На шельфе дальневосточных морей выявлен значительный фонд (свыше 300) локальных структур. Россия впервые приступила к практической реализации двух сахалинских проектов: "Сахалин-1" (месторождения Одопту, Чайво и Аркутун-Даги) и "Сахалин-2 (месторождения Пильтун-Астохское и Лунское). С пяти нефтегазовых месторождений предул сматривается добыть свыше 400 млн. тонн нефти и более 700 млрд м газа, для чего предстоит инвестировать более 25 млрд. долларов. Наиболее перспективными направлениями для продолжения нефтегазопоисковых работ являются участки шельфа Сахалина - 3, 4, 5, 6. Их потенциал оценивается в 1 млрд. тонн нефти и 3,5 трлн. м3 газа. Прибыль, полученная в результате успешного освоения шельфа, может существенно укрепить федеральный бюджет. Например, только реализация проектов "Сахалин-1" и "Сахалин-2" за 30 лет даст России доход около 80 млрд. долларов, из которых на Сахалинскую область приходится половина.

Опыт строительства и эксплуатации гидротехнических сооружений в замерзающих морях.

Начиная с 1964 г. на шельфе замерзающих морей было построено значительное количество гидротехнических сооружений (платформ, островов, трубопроводов) и анализ их поведения во льдах имеет большое значение как для научных целей, так и для проектирования новых конструкций. С 1964 г. в з.Кука построено 18 стальных ледостойких стационарных платформ (ЛСП), причем 17 из них имели по 3-4 опорные колонны. Платформы крепились ко дну с помощью свай. Еще одна платформа была выполнена в виде монопода, ее крепили забивными сваями, расположенными под водой в понтонной части опоры. Опыт эксплуатации этих платформ показал достаточную их надежность. Основной недостаток этого типа.платформ - большой объем строительно-монтажных работ в открытом море. Моноподный вариант в условиях з.Кука оказался менее удачным из-за существенной вибрации верхней части при взаимодействии со льдом. В 1983-8 гг. на шельфе Балтийского моря (сектор ФРГ) были построены две ледостойкие платформы с гравитационным фундаментом.

Из платформ, работавших в море Бофорта (наиболее суровом из освоенных районов мирового шельфа) известны три: CIDC, SSDC и Моликпак. Все эти платформы являются мобильными. Платформа CIDC представляет собой комбинированное сооружение, состоящее из нижней стальной и верхней железобетонной частей с размерами в плане 94x88 м. Платформа CIDC способна работать на глубинах до 18,5 м. В строй вошла в 1984 г. С июля 2005 г. установлена на месторождении Чайво на глубине 14 м. Платформа SSDC была изготовлена из списанного танкера. Для того чтобы противостоять давлению льда, внутри корпуса по бортам был изготовлен бетонный пояс толщиной 1 м. В своем распоряжении имеет большие помещения для хранения расходуемых материалов и емкость для хранения добытой нефти (до 100 тыс.тонн). Платформа способна работать на глубинах от 8 до 24 м. При применении бермы - и на больших глубинах. Длина опорной части, контактирующей со льдом - 202 м.

Платформа Моликпак это передвижное буровое морское основание для эксплуатации в ледовых морях, которое впервые было установлено в канадском секторе моря Бофорта в 1984 г. и использовалось для разведочного бурения в течение 4 зимних сезонов в канадской Арктике. Платформа Моликпак выполнена из стальных конструкций. Она состоит из кольцеобразного основания, на которое устанавливалась автономная палубная конструкция. Внутреннее пространртво кольцеобразного основания заполняется песком, который обеспечивает свыше 80% сопротивления горизонтальному скольжению платформы. Моликпак была спроектирована, чтобы противостоять глобальным и локальным нагрузкам от однолетних и многолетних льдов. Она может непосредственно использоваться на глубинах от 9 до 21м. В более глубоких водах предусмотрена установка её на берму. Моликпак была куплена компанией Sakhalin Energy Investment Company Ltd. и модернизирована: снизу к платформе прикреплена подставка, что увеличило рабочую глубину работы платформы на 15 м. Летом 1998 года платформа Моликпак была установлена на сахалинском шельфе (РисВ. 1):

Маячные сооружения

Впервые проблема определения ледовых нагрузок возникла при строительстве маячных сооружений. В пятидесятых годах прошлого века в шведских водах было установлено 5 железобетонных телескопических маяков на банках с глубинами 5- 7 м [Реф. журнал ВТ №5, 1962 г.], Конструкции основания маяков имели цилиндрическую форму диаметром до18м.(рис.В.2 и В.З). Надстройки также цилиндрической формы размещались внутри основной части. Сооружения на место установки доставлялись наплаву, тут же производилось выдвижение вверх надстроек и заключительная часть строительства. В суровую зиму маяки выдержали по оценкам шведских специалистов ледовое давление в пределах 1-го МПа. К настоящему времени в шведских и финских водах построено уже более пятидесяти маяков. Однако, на Балтике имели место и разрушения маяков [Cammaert, et al.l988]: маяк Tainio (Finland), был сдвинут льдом и разрушен в 1966 г.; в 1974 г. произошел излом маяка Kemi (Finland) в верхней части в результате сильной вибрации; у маяка Nygran (Sweden) в1969 году в результате давления ледяного поля разрушена верхняя часть выше уровня воды, маяк опрокинут.

До 1960 г. в Советском Союзе в открытом море с ледовыми условиями островные морские ледостойкие гидротехнические сооружения не строились и не было такой проблемы как определение ледовых нагрузок на ОМЛГТС. Проблема возникла тогда, когда согласно международной конвенции в конце

1960 г. в Балтийском море на банке "Таллинна - Мадал" (на створе между Хельсинки и Таллинном) на глубине около 10 метров инженерно-строительными организациями ВМФ было установлено основание стационарного маяка, представляющее собой железобетонный массив-гигант цилиндрической формы диаметром 14 м. В конце зимнего периода, в марте

1961 г. основание маяка было сдвинуто льдом и разрушено (Рис.В 4). t « '

• v

Рис.В.1. Платформа Моликпак в море Бофорта

В экспертном официальном заключении (от 14.05.1963 г.) профессора Н.Н, Джунковского отмечалось кроме причин аварии основания маяка, также то, что методы расчета ледовых нагрузок на морские островные гидротехнические сооружения отсутствуют и .Считать необходимым возбудить перед соответствующими организациями вопрос постановки исследований по действию льда на морские сооружения ".

Автору настоящей диссертации профессором Джунковским H.HL настоятельно было предложено срочно переключиться с исследования волновой проблемы на изучение ледовой проблемы.

Изучение автором материала показало, что практически до начала шестидесятых годов не велось исследований проблемы взаимодействия морского льда с островными сооружениями. Однако, можно было предположить, что с упомянутой проблемой много общего имеет характер взаимодействия речного льда с мостовыми опорами.

Взаимодействия льда с мостовыми опорами

По вопросу процессов взаимодействия речного льда с мостовыми опорами имелся обширный материал исследований Здесь следует отметить солидные исследования А.Н.Комаровского (1933), П.А.Кузнецова (1939.), Б.В. Зылева (1954 ), А.И Гамаюнова.(1956), К.Н. Коржавина (1962) и др. Этой проблемой ранее занимались также такие выдающиеся ученые как Л.Ф.Николаи и Г.П.Передерий. Работы П.А Кузнецова и разработанный им для морских сооружений ГОСТ 3440-46 "Нагрузки на гидротехнические сооружения. Нагрузки ледовые" в своей основе базировались на результатах этих речных исследований. В 1959 г. были введены общесоюзные нормы на ледовые нагрузки СН 76-59, а ГОСТ 3440-46 был отменен. Поскольку СН 76-59 и принятый взамен его СН 76-62 были разработаны только на базе речных ледовых условий и не учитывали морской специфики, требовалось создание специальных норм по определению ледовых нагрузок на морские гидротехнические сооружения.

Первые работы по исследованию морского льда

С целью разработки методов расчета ледовых нагрузок на ледостойкие морские гидротехнические сооружения (ЛМГТС) автором были выполнены в 1963 -1967 г.г. исследования причин разрушения основания маяка Таллинна - Мадал, изучение морских ледовых условий, работы по испытанию на прочность и смятие блоков морского льда, а также в 1968 - 1972 гг. совместно с Ю.В Долгополовым, З.И Швайштейном, эксперименты с моделями опор в опытовом ледовом бассейне ААНИИ, с Ф.И.Птухиным - работы по определению физико-механических характеристик морского льда с учетом масштабного эффекта на Балтийском, Белом и Охотском морях. Результаты этих исследований позволили автору диссертации разработать первые основополагающие расчетные зависимости по определению ледовых нагрузок на вертикальные JIMTTC. Актуальность и новизна этих исследований видна была по тому, что статьи по результатам Этих работ в 1973 г.были переведены в Канаде (Afanasiev V.P., 1972), в США и Израиле (Afanasiev V.P. et al., 1971). В 1970 г. были опубликованы некоторые результаты натурных измерений давления льда на островные сооружения американских и канадских специалистов (Симпозиумы по льду: Рейкьявик, 1970 и Ленинград, 1972), которые подтвердили актуальность и новизну наших пионерных исследований.

В 1971 году, как итог этих исследований, был создан ведомственный нормативный документ для МО СССР (В.П.Афанасьев - основной автор и руководитель НИР по-линии МО СССР) - "Временная инструкция по определению ледовых нагрузок на морские гидротехнические сооружения" - ВСН-1-71/МО.

Значительный вклад в дальнейшее развитие проблемы и разработку норм на ледовые нагрузки на ледостойкие морские гидротехнические сооружения (ЛМГТС)оказали выполненные в период восьмидесятых годов прошлого века отечественными специалистами докторские диссертации Н.Г.Храпатого,1981г.; С.А Вершинина. 1984г. и монографии обзорного характера Eranti,E., Lee,G.C.; Cammaert,A.B., Muggeridge D.B.; Sanderson T.J.O.; С.А.Вершинина, позволившие болеё обоснованно разрабатывать модели взаимодействия льда с сооружениями. Немалое значение в этом направлении имели докторские диссертации последнего периода (Д.А Мирзо-ев.,1994; М.Г Гладков., 1997; П.А.Трусков,1997; А.Т.Беккер, 1998;.С.И. Ши-бакин,1999; Г. А Сурков, 2002; С.И Рогачко, 2003), монографии Ю.А.Алексеева и др.,2001 г., Вершинина и др.,2005 г.

Рис. B.2. Схемы конструкций телескопических маяков: а) типа Альмагрунд (Швеция); б) типа Хялльгрунд (Швеция) t 3600 3600

55500 tj, 55500 Рис. 3 Модифицированная платформа "Моликпак"

Рис. В.4. Основание маяка после аварии; разрез по диаметральной плоскости в направлении сдвига.

1 - разрушенная часть наружной стенки; 2 - заполнение (камень, массивы); 3 - каменная постель; 4 - валун.

Диализ состояния проблемы показывает, что в настоящее время, однако, нет единого теоретически и экспериментально обоснованного обобщающего решения задачи по определению нагрузок на вертикальные сооружения от морского льда как от дрейфующего, так и от припая при его первых подвижках. Это обусловлено следующими причинами:

• недостаточным объемом сведений о величине действительных значений ледовых нагрузок на существующие сооружения;

• многообразием и сложностью физико-механических процессов разрушения ледяных полей при взаимодействии с препятствиями;

Об этом свидетельствует результаты расчетов ледовых нагрузок на одно и то же сооружение при заданных параметрах торосистых ледовых образований, выполненных на международном совещании экспертов разных стран.

Сравнение расчетных значений ледовых нагрузок, рассчитанных по разным методам показало, что они отличаются в десятки pa3.[Croasdale К., 1997].

Цель работы. Целью диссертационной работы является разработка новых и усовершенствование существующих методов по определению ледовых нагрузок на ОМГТС с вертикальными стенками для различных сценариев воздействия на них ледяных полей. В связи с этим были поставлены задачи разработать новые и более полно обосновать существующие расчетные модели взаимодействия льда с препятствием.

Методы исследования. Для достижения цели основное внимание было уделено разработке экспериментальных методов исследования экстремальных нагрузок, которые являлись основой для построения основополагающих математических моделей по расчету эффективного давления льда:

Результаты теоретических и экспериментальных исследований дополнялись анализом и обобщением имеющихся в этой области литературных данных.

Научная новизна работы состоит в том, что в ней впервые был проведен • ' , v . 1. комплекс исследований по изучению взаимодействия системы ледяное поле - вертикальные МГТС, на основании которых решены важные задачи::

• на моделях с блоками морского льда в обоймах с упругими связями, имитирующих взаимодействие системы в условиях сложного напряженно-деформированного состояния при различной геометрии локальной нагрузки;

• в опытовом ледовом бассейне со структурно-моделированным льдом и одиночными моделями опор;

• то же, с многоопорными моделями сооружений;

• на стенде с эквивалентным заменяющим лед материалом;

• на стенде с дискретным материалом, имитирующим взаимодействие подводной неконсолидированной части тороса с вертикальной преградой.

2. На основании исследований впервые обобщены и обоснованы закономерности взаимодействия системы лед-структура, в результате которых были разработаны предложения по определению ледовых нагрузок на ЛМГТС, при этом впервые выявлены и изучены следующие закономерности: ' ' - ■

• неизвестная ранее закономерность изменения величины нормированного эффективного давления льда - давления ровного льда на единицу площади сооружения в зоне его контакта со льдом, отнесенного к прочности льда на одноосное сжатие (условно принятая в настоящее время за рубежом как фактор индентации и в России - как коэффициент смятия) в зависимости от нормированной ширины контакта (отношения толщины льда к ширине контакта или преграды) - один из важных факторов при определении ледовой нагрузки.

• влияние на величину и характер разрушения общей ледовой нагрузки, действующей на сист'ему опор колонного типа при первой подвижке льда расположения колонн и нормированного шага колонн (расстояния между ними по отношению к их диаметру);

• влияние на величину общей ледовой нагрузки, действующей на систему опор от дрейфующих ледяных полей, случайного неодновременного разрушения льда;

•характер процесса разрушения при взаимодействии с преградой подводной части торосистого образования - киля, что дало возможность впервые применить для разработки математической модели расчета нагрузки от киля закономерности механики разрушения связно-сыпучей среды Мора-Кулона;

• влияния жесткости сооружения и упругости льда на величину ледовой нагрузки, на частоту ее циклов, а также на степень ее динамичности

3. Предложена методика учета цикличности нагрузки при использовании в морских условиях кинематического метода Коржавина К.Н., разработанного для измерения ледовой нагрузки от воздействия ледяных полей на сооружение при ледоходе на реках

4. С целью снижения горизонтальной составляющей ледовой нагрузки на вертикальные опоры предложена конструкция, имеющая в ледорезной части винтовую поверхность. Составлен метод расчета ледовой нагрузки на предложенную опору.

Практическое значение. Результаты исследований целесообразно использовать при корректировке раздела Норм по определению ледовых нагрузок на морские гидротехнические сооружения с вертикальными стенками и оценке нагрузок на существующие сооружения.

Основные результаты работы, выносимые на защиту:

1. Более полное обоснование предложенной ранее закономерности изменения величины эффективного давления льда в зависимости от нормированной ширины контакта (отношения ширины преграды к толщине льда).

2. Усовершенствованный метод определения ледовой нагрузки на вертикальные ледостойкие морские гидротехнический сооружения (JIMTTC) с учетом зависимости нагрузки от различных факторов.

3. Обоснование разработанных ранее рекомендаций нормативных значений прочности льда на сжатие, включенных в нормы СНиП II -57-75, СНиП 2.06.04-82, М., 1983; СНиП 2.06.04-82* М, 1986 и 1988, отмененных в 1995 г.

4. Необходимость учета наслоения льда при определении ледовых нагрузок и рекомендации по оценке толщины наслоенного льда.

5. Метод расчета ледовой нагрузки, действующей при первой подвижке льда на систему опор и на отдельные опоры колонного типа, в зависимости от расположения колонн и нормированного шага колонн (расстояния между колоннами по отношению к их диаметру).

6. Метод расчета общей ледовой нагрузки от дрейфующих ледяных полей, действующей на систему опор, с учетом случайного неодновременного разрушения льда.

7. Усовершенствованный метод расчета ледовой нагрузки от воздействия торосистых ледяных образований на ЛМГТС в рамках разработанной автором ранее модели разрушения тороса при взаимодействии с преградой, в которой впервые применены для разработки математической модели разрушения киля тороса закономерности механики связно-сыпучей среды Мора-Кулона.

Методика расчета локальной ледовой нагрузки, учитывающей не только площадь контакта льда с конструкцией, но и геометрию контакта, а также расположение площади контакта по толщине ледяного покрова.

8. Рекомендации по учету влияния жесткости сооружения и упругости движущегося ледяного поля на величину ледовой нагрузки, на частоту ее циклов, а также на степень динамичности ледовой нагрузки.

9. Методика расчета ледовой нагрузки на разработанную автором конструкцию вертикальной опоры, имеющую в ледорезной части винтовую поверхность.

10. Методика учета цикличности нагрузки при использовании в морских условиях кинематического метода К.Н.Коржавина, разработанного для измерения ледовой нагрузки на речные сооружения.

Результаты исследований использованы: в ведомственном документе "Временная инструкция по определению ледовых нагрузок на морские гидротехнические сооружения" - ВСН-1-71 / МО СССР; в разделе "Ледовые нагрузки на гидротехнические сооружения" "Строительных норм и правил - Нагрузки и воздействия на гидротехнические сооружения (волновые, ледовые и от судов)", СНиП II -57-75, М.1975. В разработанных позже нормах, а именно: СНиП 2.06.04-82, М., 1983;

СНиП 2.06.04-82* М:, 1986 и 1988; Изменение №2 СНиП 2.06.04-82*, М.,1996„ а также в Ведомственных Нормах Газпрома - ВСН 41. 88 "Проектирование ледостойких стационарных платформ М.,1988, в которых в части предложений по определению нагрузок от дрейфующего льда на ОМГТС был также использован в большей или меньшей степени материал ВСН-1-71 / МО и СНиП II -57-75 . Принципиальные положения определения эффективного давления льда на вертикальные препятствия в зависимости от нормированной ширины сооружения использовались в иностранных Нормах: Design of Highway Bridges, Specification 5-6, 1974 revision,US A; Danish Code of Practice (Danish Erfginering Associon), 1982; Design of 'Highway Bridges. 1988. Canadian Standard Association, (CSA-S6-88.5.2.18.2.1.). Начиная с 1972 г., отдельные результаты работ автора диссертации использовались в рекомендациях по определению ледовых нагрузок на ледостойкие сооружения специалистами Канады, США, Японии, Финляндии, Швеции, Норвегии, Дании, в ряде научно-исследовательских отчетов ЛПИ (СПГТУ), МИСИ (МГСУ), НИИЖТ, ДВПИ (ДГТУ), ВНИПИ Морнефтегаз, в отечественных докторских и кандидатских диссертациях, в докладах на международных конференциях российских и зарубежных специалистов, посвященным ледовым проблемам, а 1гакже в монографиях Eranti,E., Lee,G.C.1981, 1986; Cammaert, А.В., Muggeridge, D.B. 1988; Sanderson, TJ.O. 1988; В.В.Лавров 1969; С.А Вершинин., 1988; Я.Л Готлиб, и др., 1990; Д.А. Мирзоев, 1992]., в учебных пособиях [К.Н. Коржавин и др., 1978; Симаков Г.В. и др., 1983], в учебниках для ВУЗов [Б.Д.Носков, 1986; Б.Д.Носков и Ю.П.Правдивец, 2004].

Апробация работы. Основные положения работы докладывались и обсуждались на: XXIV научно-технической конференции гидрофака Мос-ков.инж.строит. ин-та,* 1965 г.; НТС "Применение активных методов борьбы с ледовыми затруднениями и защиты от обледенения поверхностей на гидротехнических сооружениях" (Ленинград, 1970 г.); Всесоюзных координационных совещаниях по гидротехнике (Ленинград, 1970 г.; Петрозаводск, 1972 г.; Волгоград, 1975 г.; Нарва, 1979 г.; Архангельск, 1987г.; Дивногорск,1989 г.); научном симпозиуме "Физико-технические проблемы морского льда" (ГУ ГМС, ААНИИ, АН СССР, Ленинград, 1976 г.); Научно-технической конференции по проблемам проектирования, строительства и эксплуатации БАМа (Ленинград, 1.976 г.); 1й, 2-й и 3-й Всесоюзных конференциях по механике и физике льда (Институт Проблем механики АН СССР, Москва, в 1981, 1983 и 1988 гг.); международных конференциях "Proc. Of the first Baltic conf. On soil mechanics and foundantion engineering", Gdansk, 1975; Proc. IAHR 75 "Int.Symp.on Ice Problems", Hanover, New Hampshire; Proc. IAHR' 78 "Int.Symp.on Ice Problems", Stokgolm; "First Euro. Offshore Mechanic Sympozium", Trondheim, 1990; "Port and Ocean Engineering under Arctic Conditions", Murmansk, 1995; "Освоение шельфа арктических морей России", Санкт-Петербург, 1995, 1997, 2001, 2005 гг.; на ежегодных научно - технических Итоговых сессиях ГНЦ ААНИИ ГУ ГМС, 1995 - 2003 гг.

Публикации. По теме диссертационной работы опубликовано свыше 50 научных работ, в том числе монография (в соавторстве), выпущено более 15 научно -технических отчетов, выполнено несколько экспертных оценок проектов нормативных документов, получено 2 авторских свидетельства.

Личный вклад автора состоит в: общей постановке задач исследований; анализе состояния проблем; постановке задач, организации и проведении экспериментальных исследований; обработке, анализе и обобщении результатов; разработке рекомендаций по расчету ледовых нагрузок на морские гидротехнические сооружения.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, 4 глав, заключения, списка использованных источников и приложения. Она содержит З29.страниц текста, 76 рисунков, 22 таблицы, список литературы из 253 наименований, одного приложения.

4.6. Основные результаты и выводы по главе

Сопоставительные расчеты выполнены для вертикальных опор от воздействия ровного, наслоенного, консолидированного льда и от киля торосов. Результаты сопоставлялись с методиками действующих отечественных и зарубежных документов и рекомендациями автора. На основании проведения расчетов ледовых нагрузок по методикам различных авторов и сопоставления с результатами расчетов по методике автора при широком диапазоне изменения параметров сооружения и толщин ледовых образований сделаны следующие выводы:

1. Нормативные значения прочности льда, включенные ранее в нормы ВСН 1-71 / МО СССР,, за годы действия этих документов с 1973 по 1994 гг. не изменялись и, как оказывается, в настоящее время вполне соответствуют рекомендуемым значениям (табл.3.4, 3.5 и график на рис.4.14). Такой вывод подтверждает также и график на рис 4.13, который показывает значительное снижение за период 1980-1994 годов ледового давления на МНГТС, ранее принимаемого для проектирования зарубежными специалистами, и приближение к российским нормам.

2. Сопоставление на рис. 4.14 показывает, что по российским нормам нагрузки за период до 4993 года были значительно ниже зарубежных. Эти факты дают основание предполагать, что в случае проектирования МНГТС в этот период по российским нормам в сравнении с результатами проектирования по зарубежным рекомендациям мог бы оказаться колоссальный экономический эффект.

3. В настоящее время расчеты ледовых нагрузок по отмененным в 1995 г. нормам СНиП 2.06.04-82*(1986,1989) от ровного и наслоенного льда на вертикальные сооружения практически мало отличаются от зарубежных, однако расчетные зависимости в российских нормах более обоснованы.

Рациональное определение ледовых нагрузок, в нормах СНиП 2.06.04-82*(1986,1989) стало возможным в результате:

• принятых ранее нормативных значений прочности льда, которые в на. стоящее время соответствуют рекомендуемым международной практикой;

• экспериментально, теоретически и статистически обоснованного определения значения коэффициента смятия кь как функции нормированного эффективного давления льда в зависимости от нормированной ширины сооружения или,контакта (глава 3). Этот коэффициент является определяющим в методике расчета ледовых нагрузок от ровного и наслоенного льда, он апробирован в десятках иностранных и отечественных публикаций (рис.4.12-4.23);

• в действующих нормах значения коэффициента кь и прочностные ха-. рактеристики на сжатие значительно завышены и расчеты по действующим нормам СНиП 2.06.04-82*(1995г.) могут привести к неоправданным величинам нагрузок на МНГТС.

4. Воздействия торосистых образований на морские гидротехнические сооружения представляют наибольшую опасность. При построении модели воздействия тороса на* сооружение автором рассматривались зависимости предельного равновесия связно-сыпучей среды Мора-Кулона. Такой подход в настоящее время подтверждается наблюдениями за воздействием торосистых образований на реальные сооружения [Brown, 2004], а также крупномасштабными экспериментами в ледовых бассейнах [E.Eranti, 1987; Croasdale, 1999; Алексеев и др., 2001]. В результате выше изложенного автор позволяет себе сделать вывод о возможности использования метода автора для определении нагрузок на сооружения шельфа от однолетних торосистых образований (формулы 3.109 - 3.111).

5. Сопоставление ' значений ледовых нагрузок на ' многоопорные сооружения, расположенные перпендикулярно движению ледяного покрова, свидетельствует, что значения нагрузок определенные по действующим нормам СНиП 2.06.04-82*( 1995г.) оказываются заниженными нормам СНиП 2.06.04-82*(1995г.) оказываются заниженными по сравнению с нагрузками, рассчитанными по зависимостям, полученными на основании экспериментов (рис.4.11).

6. При взаимодействии опор, расположенных последовательно начальному движению ледяного покрова, нагрузка зависит от расстояния между опорами, (рис.4.12). Разработанный автором метод определения нагрузок не имеет аналогов. ' •

7. Сопоставление значений ледовых нагрузок на реальные сооружения с рекомендациями автора, полученными на основании расчетов, показали их удовлетворительное соответствие (табл.4.2 и раздел 4.5).

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Дано полное обоснование предложенной закономерности изменения величины нормированного эффективного давления льда (давления ровного льда на единицу площйди сооружения в зоне его контакта со льдом, отнесенного к прочности льда на одноосное сжатие), в зависимости от нормированной ширины контакта (отношения ширины сооружения или контакта к толщине льда). Эта закономерность, условно принятая за рубежом как "фактор индентации" и в России - как "коэффициент смятия" кь - один из важных факторов при определении ледовой нагрузки. Внедрение функции кь в расчетные формулы для определения ледовых нагрузок на вертикальные сооружения, впервые предложенной автором, дало новое направление в международной практике расчетов ледовых нагрузок и способствовало их уточнению.

2. Усовершенствован метод расчета ледовой нагрузки от ровного и наслоенного льда на вертикальные ледостойкие морские гидротехнические сооружения с учетом зависимости нагрузки от различных факторов, в том числе от предложенных автором значений прочности льда на сжатие и коэффициента смятия кн.

3. На основании анализа литературных данных и опытных данных, полученных в результате проведения работ на Балтийском, Белом и Охотском морях, разработаны рекомендации Для определения нормативной прочности льда на сжатие с учетом масштабного эффекта, солености и температуры льда, включенные в ведомственные Указания ВСН 1-71 / МО СССР, нормы СНиП II -57-75 и СНиП 2.06.04-82* М., 1986 и 1989. Предложенные ранее прочностные характеристики практически не противоречат новейшим исследованиям и с незначительной корректировкой без изменения их максимальных и минимальных значений рекомендованы автором в качестве нормативных для новых Норм.

4. На основе литературных данных и наблюдений сделаны выводы о необходимости учета при определении ледовой нагрузки на сооружение наслоенного морского льда и даны с этой целью рекомендации по оценке толщины наслоенного льда.

5. Разработан метод расчета ледовой нагрузки, действующей в начальной фазе движения льда, на систему опор и на отдельные опоры колонного типа. Выявлена степень зависимости величины ледовой нагрузки от факторов, определяющих эффект взаимовлияния.

6. Разработан метод расчета суммарной ледовой нагрузки от дрейфующих ледяных полей, действующей на систему опор, с учетом случайного неодновременного возникновения циклов разрушения льда.

7. Разработан метод расчета нагрузки от киля торосистых ледовых образований на вертикальные ледостойкие морские гидротехнические сооружения, в котором впервые применены для разработки аналитической модели разрушения киля тороса закономерности механики связно-сыпучей среды Мора-Кулона.

8. Предложен метод расчета локальной ледовой нагрузки, учитывающий не только площадь контакта льда с конструкцией, но и геометрию контакта, а также расположение площади контакта по толщине ледянрго покрова.

9. Предложены рекомендации по учету влияния жесткости сооружения и упругости взаимодействующего с опорой ледяного поля на величину ледовой нагрузки, на частоту ее циклов, а также на степень динамичности ледовой нагрузки.

10. Разработан способ учета цикличности нагрузки при использовании в морских условиях кинематического метода Коржавина К.Н., разработанного им для измерения ледовой нагрузки на сооружение от воздействия ледяных полей при ледоходе на реках.

11. Разработан метод расчета ледовой нагрузки на конструкцию, предложенной автором вертикальной опоры, имеющую в ледорезной части винтовую поверхность, эффективность которой по сравнению с цилиндрической проявляется в значительном снижении ледовой нагрузки.

1. Алексеев Ю.Н., Афанасьев В.П., Литонов О.Е., Мансуров М.Н., Панов В.В., Трусков П.А.Ледотехнические аспекты освоения морских месторождений нефти и газа. С-Пб.,: Гидрометеоиздат, 2001,360 с.

2. Арнольд-Алябьев В.И. В сбор. "Записки по гидрографии", т. 49, 1925; 1937.

3. Астафьев В.Н., Г.А. Сурков, П.А. Трусков. "Торосы и стамухи Охотского моря". Санкт-Петербург. "Прогресс-погода". 1997., 1531. S • »1. С.

4. Афанасьев В.П. Прочность льда на сжатие в расчетах гидросооружений Труды МО СССР, № 94,1967, с.32-36.

5. Афанасьев В.П. Определение прочности льда при расчете гидротехнических сооружений. "Гидротехническое строительство", № 5,1968, с.48-51.

6. Афанасьев В.П. Давление, льда на вертикальные преграды "Транспортное строительство", 1972. № 3, с.47-48.

7. Афанасьев В.П. Авторское свидетельство "ОПОРА-ЛЕДОРЕЗ ГТС" № 1206364, (1983) 1985.

8. Афанасьев В.П. Авторское свидетельство "ОПОРА-ЛЕДОРЕЗ ГТС" №536279,(1974) 1976.

9. Афанасьев В.П. Динамические процессы в морских льдах и оценка ледовых сил (соавторы: Никитин В.А., Смирнов В.Н., Су-хоруков К.К.). 2-я Международная конференция " Освоение шельфа арктических морей России"- RAO -1995.

10. Афанасьев В.П. Ледовые нагрузки на многостолбчатые опоры.-"Транспортное строительство", 1990. № 5, с.28-29.

11. Афанасьев В.П. Нагрузки на ряд опор при подвижке ледяного покрова. Материалы конференций и совещаний по гидротехнике

12. Ледотермические проблемы в северном гидротехническом строительстве и вопросы продления навигации", Энергоатомиздат Л.О.,1987. с. 199-201.

13. Афанасьев В.П. О применении кинематического метода в морских условиях. Труды НИИЖТ, вып. 124,1971.С.38-42.

14. Афанасьев В.П. Об определении локальных ледовых нагрузок, (соавторы: Никитин В.А., Смирнов В.Н.). 5-я Международная конференция " Освоение шельфа арктических морей России" -RAO-2001, С.-П., с.171-173.

15. Афанасьев В.П. Оценка функции связи в расчетах давления льда на вертикальные сооружения./ Сборник "Актуальные проблемы современной науки", М., №6, 2002, с.224-226.

16. Афанасьев В.П. Предложения по расчету ледовых нагрузок на широкие шельфовые сооружения с вертикальными стенками. //Международная конференция " Освоение шельфа арктических морей России" RAO-1997.

17. Афанасьев В.П. Фактор жесткости при взаимодействии системы лед сооружение./ Сборник "Аспирант и соискатель", М., №5, 2003, с.250-252.

18. Афанасьев В.П. Влияние величины контакта ледяного поля с вертикальной преградой на расчетную ледовую нагрузку. Тезисы доклада на 2-й Всесоюзной конференции по механике и физике льда. Институт проблем механики АН СССР, М. 1983.

19. Афанасьев В.П. Воздействие торосистого льда на отдельно стоящие опоры. Тр. Координационных совещаний по гидротехнике, вйп. 56, Л.,"Энергия", 1970. с.188-191. (Соавтор Долгополов Ю.В).

20. Афанасьев В.П. Давление льда на морские отдельно стоящие опоры. Труды Арктического и Антарктического НИИ, том 300,

21. Гидрометиздат, Jl., 1971. с.61-80. (Соавторы Долгополов Ю.В., Швайштейн З.И).

22. Афанасьев В.П. Долгополов Ю.В.Воздействие торосистого льда на опоры гидротехнических сооружений, 1975. Труды Коорд. совещаний по гидротехнике , вып.111, JI.,"Энергия", 1976, с.154-157.

23. Афанасьев В.П. Исследование нагрузок на отдельно стоящую опору с вертикальными стенками от воздействия движущегося ледяного поля,- Труды Коорд. совещаний по гидротехнике (1972), Доп. материалы, Л.,"Энергия", 1973.с. 129-132.

24. Афанасьев В.П. К вопросу определения расчетных нагрузок на опоры мостов при заторах. 1975. Труды Коорд. совещаний по гидротехнике Регулирование ледовых явлений, вып.111, Л.,"Энергия", 1976, с.153-154.

25. Афанасьев В.П. Ледовые нагрузки на вертикальные опорыморских сооружений. Автореферат диссертации на соискание ■» *ученой степени канд. техн. наук.- М., 1973, 20 с.

26. Афанасьев В.П. Нагрузки от дрейфующих ледяных полей на опоры сооружений, " Транспортное строительство", 1976, № 2, сс.43 44.

27. Афанасьев В.П. Некоторые вопросы моделирования полубесконечной пластины при разрушении ее сжимающей силой. Сб. Тр. ЛИИЖТа, 1976, Вып.396, с. 76 82.

28. Афанасьев В.П. Об учете масштабного фактора при определении прочности льда на сжатие.-Тидротехническое строительство", 1970 № 11, с.38-40.

29. Афанасьев В.П. Оценка расчетной толщины напластованного льда. "Метеорология и гидрология", 1979, № 10, с.88-92.

30. Афанасьев В.П. Рекомендации по защите столбовых опор от ледохода. Труды Научно-технической конференции по проблемам проектирования, строительства и эксплуатации БАМа. ЦНИИ МПСиЛИИЖТ, Л.,1976.

31. Афанасьев В.П., Влияние жесткости сооружения на характер ледовых нагрузок. // Труды RAO / CIS OFFSHORE, 2005, Санкт Петербург, с.254-256.

32. Афанасьев В.П., Воеводин В.А. 1996.ео Вероятность появления айсбергов в юго-западной части Карского моря и опасность их влияния на гидротехнические сооружения. В сб. «Айсберги Мирового Океана»,1996, Гидрометеоиздат, с. 88-103.

33. Бекецкий С.П. Морфологические и прочностные параметры торосистых образований Охотского моря. Автореф. дис. канд. геогр. наук.- Л., ААНИИ, 1996.-25 с.

34. Белов А.Б., С.С.Варданян, Е.М. Копайгородский, Б.Д. Носков, С.И.Рогачко Взаимодействие торосистых образований с цилиндрическими опорами гидротехнических сооружений. Сб. научн. тр. М. 1986.

35. Бетин В.В. Расчет главных элементов ледяного покрова Балтийского моря. Сб. ЛГМ Обсерватории, в.2, 1963.

36. Блинов Л.К. Солевой состав морских вод и льдов. Тр ГОИН, В.83, 1965.

37. Брюс Джон (Sven. Vuster Lmd). Проектирование морских сооружений для Арктики. / Материалы Сов.-Фин.симп."Освоение нефтяных и газовых рессурсов континентального шельфа Северных морей". 1984, М., с.43-71 *

38. Бурке А.К. Морские льды, 1940.

39. Бутягин И.П.Прочность льда и ледяного покрова. Изд-во "Наука", Новосибирск. 1966, 180 с.

40. Варданян С.С., А.Б. Белов, Б.Д. Носков, С.И. Рогачко Исследование воздействия торосистых образований на сооружения континентального шельфа. " Межвузовский сборник научных трудов М. 1986. ■

41. Ведомственные строительные нормы ВСН 41.88. Проектирование ледостойких стационарных платформ. Миннефтепром СССР.М., 1988.

42. Вейнберг Б.П. Лед. Гостехиздат, 1940.

43. Вершинин С. А, Е.М. Копайгородский, В.В Панов, З.М.Швайштейн. 1975. Давление льда на отдельно стоящие опоры по лабораторным и натурным испытаниям. Труды ААНИИ т.326, ГМИ, с.59-65.

44. Вершинин С.А. 1983. Взаимодействие морских ледяных полей с опорами сооружений континентального шельфа.-"Механика и физика льда", Изд."Наука ", с.38-57.*

45. Вершинин С.А. ,П.А.Трусков, К.В.Кузмичев. Воздействие льда на сооружения Сахалинского шельфа. М: "Институт Гипрострой-мост", 2005, 208 е.*

46. Вершинин С.А., Воздействие льда на морские сооружения шельфа., серия "Итоги Науки и Техники. Водный Транспорт", т.13, Москва, 1988 г., 280 с.*

47. Войтковский К.Ф. Механические свойства льда. М., изд АН СССР, 1960.

48. Вялов С.С. Реологические свойства и несущая способность мерзлых грунтов. Изд. АН СССР, 1959.

49. Гениев Г.А. В сб. "Исследования по строительной механике" , Госстройиздат, М., 1970.

50. Гладков М.Г. Нагрузки и воздействия льда на морские гидротехнические сооружения. Автореф. Дисс.- д-ра техн. наук.- СПб. ВНИИГ, 1997,-45с. *

51. Гольдштейн М.Н. . Механические свойства грун-тов."Стройиздат",1971-368 с.

52. Горюнов Б.Ф. и Шихиев Ф.М. Морские порты и портовые сооружения. Изд. "Транспорт", М., 1970.

53. Дембицки Е.Ф. Избранные проблемы фундаментостроения морских гидротехнических сооружений. Изд. "Транспорт", М., 1980.

54. Джунковский Н.Н. Заключение по вопросу ледовых нагрузок на маяк "Таллин-Мадал" и конструкции его основания. Архив МИ-СИ, 1963.

55. Занегин В.Г. Совершенствование методики определения ледовой нагрузки на вертикальные опоры сооружений шельфа. Автореф. дис. канд. техн. наук ЛПИ. 1985. *

56. Зеленин А.Н. Основы разрушения грунтов механическими способами. Машиздат, М., 1968

57. Зубов Н.Н. Льды Арктики. 1945

58. Истошин Ю.В. Об американских исследованиях физических свойств льда. "Метеорология и гидрология", 1960, № 11.

59. Кананян в трудах Proc. Of the first Baltic conference "On soil Mechanics and foundantion engineering", vol.IV, Gdansk, 1975, pp.276279.

60. Каштелян В.И. и др. Сопротивление льда движению судна. Л., 1968.

61. Комаровский А.Н. действие ледяного покрова на сооружения и борьба с ним. Ч. 1 и 2, Энергоиздат, 1932-1933.

62. Копайгородский, Е.М, Вершинин, C.A.0, Исследование ледовых воздействий на цилиндрические опоры при подвижке ледяного поля. "Гидротехническое Строительство", 1973, No 9, с. 40-42.

63. Коржавин К.Н. и Птухин Ф.И. Влияние скорости нагружения на оценку прочности льда в расчетах ледовых нагрузок. Тр. НИИЖТ, вюбО, 1967

64. Коржавин К.Н. Воздействие льда на инженерные сооружения. Изд-во "Наука", Н., 1962

65. Кузнецов П.А. Ледовые нагрузки на гидротехнические сооружения. Тр ЛОНИТОВТ, Л., 1948.

66. Лавров В.В.1969. Деформация и прочность льда. Гидрометеорологическое издательство, Ленинград, 206 е.*

67. Ледовые нормы СНиП и ВСН (контракт No ENL 00446) Отчет лаборатории «Фйзики льда» ГНЦ РФ ААНИИ, 1997, 34 с.

68. Ледовые нормативные документы СНиП и ВСН (Общие замечания комментарии , сравнение с зарубежными Нормами и рекомендации по их совершенствованию). Отчет лаборатории "Физики льда" ГНЦ РФ ААНИИ, 1999, 60 с.

69. Лощилов B.C. Метод подводной стереофотосъемки в исследованиях ледяного покрова. Автореферат диссертации, 1957.

70. Лукьянова Л.В. О физико-механических свойствах льда Каспийского моря. Изв. АН Аз.ССР, серия геол.-географ. Наук и нефти, 1962, №3. ' :

71. Любимов B.C. 1986 Определение ледовой нагрузки на опоры морских гидротехнических сооружений при циклическом разрушении льда. Автореф. дис. канд. т. наук ДВИСИ.*

72. Макаров С.О. "Ермак" во льдах, 1901.

73. Мальгрем Ф.О. О свойствах морского льда. 1930.

74. Мацкевич Д.Г. 1990.0пределение ледовых нагрузок на опоры морских гидротехнических сооружений. Автореф. дис. канд. техн. наук-ЛПИ.*

75. Мирзоев Д.А. Нефтегазопромысловые ледостойкиё сооружения мелководного шельфа.-М , ВНИИОЭНГ, 1992.*

76. Надаи А. Пластичность и разрушение твердых тел. Т.2, М., 1969.

77. Никитин В.А., Ковалев С.М. Прочность морского ледяного покрова // Метеорология и гидрология , 2002.-№ 12- с.62—69.

78. Носков Б.Д., Сооружения континентального шельфа. Учебник для ВУЗов. М., 1986.

79. Носков Б.Д., Правдивей Ю.П. Сооружения континентального шельфа. Учебник для ВУЗов. Изд.АСВ. М., 2004*

80. Ольмезов А.С., Шпиро Р.С. Деформация высоких свайных ростверков одного моста. Тр. РНИИЖТ. В.26, 1948. .

81. Отчет НИР лаборатории "Физики льда " ААНИИ "Application of the Ground Anchor Metod to Ridge Keel Strengsth Estimates",. EXXON NEFTEGAS LIMITED, 1998., pp.187-196.

82. Песчанский И.С. Ледоведение и ледотехника. Гидростройиздат. Л., 1967.

83. Петров И.Г. Выбор наиболее вероятных значений механических характеристик льда. Тр.ААНИИ, том 331, Гидрометеоиздат, Л.,1976, с.4-41.

84. Рогачко С.И. Развитие методов расчета волновых и ледовых воздействий на морские гидротехнические сооружения. Автореф. дис. докт.техн. наук.- М.: МГСУ, 2003- 42 е.*

85. Рябухо A.M. К вопросу проектирования опор. Тр. НИИЖТ в. 27. 1961.

86. СНиП 2.06.04-82* Нагрузки и воздействия на гидротехнические сооружения (волновые, ледовые и от судов), М., 1989.

87. СНиП 2.06.04-82* Нагрузки и воздействия на гидротехнические сооружения (волновые, ледовые и от судов), М., 1995.

88. Специальные Технические Условия (СТУ) "Проект Сахалин-2. Морские сооружения. Ледовый режим и нагрузки" (заказ компании "Sakhalin Energy Investment Company), M., 2001.

89. Сурков Е. Н. "Исследование ледовых условий для проектирования нефтегазодобывающих платформ на шельфе о. Сахалин, Автореф. дисс. докт техн наук, Оха, 2001.*

90. Титова В.И.Определение напряжений в толще оснований под жесткими сооружениями при ограниченной мощности сжимаемого слоя. Тр. Лаб. ГС ВОДГЕО, сб. 5,1969

91. Тройнин В.К. Некоторые механические свойства раздробленных масс льда. Тр. НИИЖТ, в. 79. Н., 1968.

92. Трусков П.А. Исследование ледовых условий для проектирования технических средств обустройства месторождений нефти и газа, Автореф. дисс. д-ра техн. наук. СПб.: ГНЦ РФ ЦНИИ, 1997.- 33 с.

93. Уварова Е. Результаты параметрического анализа ледовых нагрузок на сооружения арктического шельфа. Автореф. дис. канд. техн. наук-СПГТУ. 1999.*

94. УиксУ.Ф., Ассур А. Разрушение озерного и морского льда. Разрушение Том 7, часть 1, Изд-во "Мир",М., 1976, с. 512-623.

95. Урецкий Б.А. Морские гидротехнические сооружения 4.1, Л., 1959.

96. Хейсин Д.Е. и др. Прочность судов, плавающих во льдах. Л., 1967

97. Цуприк В.Г. 1979.Динамическое воздействие льда на цилиндрические опоры морских гидротехнических сооружений. Авто-реф.дис.к.т н ЛПИ.*

98. Цуриков В.Л. О влиянии солености морского льда на его прочность. Тр. ГОИ, в.2, 1947.

99. Цытович Н.А. Механика грунтов. Госстройиздат, М., 1963.

100. Цытович Н.А. Основы механики мерзлых грунтов. М., 1981.

101. Шибакин С.И., Д.А.Онищенко.Вероятностная оценка надежности расчетных параметров ледовых образований в зависимости от длительности наблюдений. //Труды RAO / CIS OFFSHORE 2005, С-Петербург, c.l69-172.

102. Щапов Н.М. Удар льдин о сооружения. "Гидротехническое строительство", 1933, № 2.

103. Эранти Эса (A/D Fin. Stroi). Арктическое буровое кессонное сооружение. Материалы Сов.-Фин. симп. "Освоение нефтяных и газовых ресурсов континентального шельфа Северных морей". 1984, Москва, с. 57-121.*

104. Ярополь'ский И.В. Основания и фундаменты, Изд. Водный*транспорт, 1954.

105. Afanas'ev V.P., Dolgopolov Y.V., et.al. Effect of ice impact forces on the supports of structures in estuaries and shelf zones. Proc. IAHR' 78 Int. Symp. on Ice Problems, Lulea, Sweden, 1978,10 p.

106. Afanasyev V.P and Afanasyev S.V. International of ice cover with hydrotechnic structures of various types. Intern. Conf. POAC-95, vol.1, Murmansk, 1995, pp. 96 -108.

107. Afanasyev V.P Drifting Ice Forces on Offshore Piles. First Euro. Offsh. Mech. Symp., Trondheim, 1990. pp.96-108

108. Afanasyev V.P. О давлении дискретной среды , движущейся на столбчатый фундамент. Proc. Of the first Baltic conf. On soil. Mechanics and foundantion engineering. POLSKA, Gdansk, 1975, vol.IV, pp.276-279.

109. Afanasyev V.P Interactionof ice with engineering structures. Report NR 910, STATOIL DRTEKPLT, 1995. pp. S002-S008.

110. AfanasyevV.P Szczegolne przypadki obliczania parcia lodu na ruszty palowe przy ruchu pokrywy lodowej / Ледовые нагрузки на ряд опор от движущегося ледяного поля /. "Inzynieria Morska i Geotechnika", 1994. Vol. 15, No 1,10.

111. Arockiasamy,M., Reddy,D.V.,Chema,P.S. 1983. Fatique analysis of tubular jointes for offshore structures subjected to ice forces. lProc. POAC, Vol.1, Helsinki, pp.368-390.*

112. Arunachalam V.M and Muggeridge D.B. 1993. Ice Pressure on Vertical and Sloping Structures trough Dimensional Analysis and Similarity Teory. J.of Gold Regions Scince and Technology, pp.231245. *

113. Arunachalam, A.V.M. 1995. Recent Advances in Ice Interaction and Estimation Process for Vertical Structures. Proc.Int.Conf.OPEC, Hague, pp.412-419.*

114. Assur, A. (1972): Structures in ice infested waters. Proc. of the 2nd IAHR Ice Symposium, Leningrad, pp. 119-127.*

115. Bekker, А.Т. 1995. Ice Structure Dynamic Interaction: Failure Ice Model. Proc. Conf. OPEC, Hague, Vol.2, pp.403-407.*

116. Bellendir.N., Gladkov M.G. 2004. Ice condition influence on the design and construction of ice-resistant structures for oil and gas production on the arctic shelf. IAHR -2004, S-Petersburg, p.VII-XXVI.*

117. Bercha,F.G. 1977.Scale Effect in Ice Mechanics. Workshop on the Mechanical Propertess of Ice, Tech.Memor. No.21, Nat.Res.Concil of Canada, pp.57-59.

118. Bercha,F.G. 1984. On the State.of Art of Statistical Approaches to Ice Mechanics. Proc. IAHR Ice Symp., Hamburg, pp.235.*

119. Bercha,F.G., Brown,T,G. 1985. Scale Effect in Ice-Structure Interactions. Proc.Inter.Conf. OMAE, Vol.2, Dallas, pp. 310-314.*

120. Bhat, S.W., Cox, G.F.N. 1995. Ice Loads on Multi-legged Structures in Cook Inlet. Proc. Int. POAC, Murmansk, v.4, pp.51-61.*

121. Blanchet D. Ice loads from first-year ice ridges and rubble fields // Canadian Journal of Civil Engineering, 1998, V.25, N.2. pp.206-219.

122. Blanchet, D., 1990. Thirteenth Canadian Geotechnical Colloquium: Ice Design Criteria for Wide Arctic Structures. Canadian Geotechnical Journal, Vol. 27.

123. Bohon W. and Weingarten J., 1985. Thie calculation of the forces on arctic structures. Proc. ARCTIC' 85.

124. BlenkarnK.A. 1970. Measurement and analysis of ice forces on Cook Inlet structures. Proc. OTC, v.2,365-367.

125. Brown T.G. 2004. Confederation bridge the relation between model and reality. IAHR -2004, S-Petersburg, p. 179-187.

126. Brown T.G., Croasdale K.R. and Wright B. 1996.1ce loads on the Northumberland Strait bridge piers.Proc.Int.conf.OMAE,vol.IV, Los Angeles; 1996.*

127. Bruce, J. and Allyn N.F.B. 1983. Ice effects on offshore Arctic structures an overviw. In: Offshore Goteborg 83. Proc. Technology for the Arctic. Goteborg, Swedish Trade Fair Foundation, 13 p., ill., map.

128. Cammaert A.B. and Neil C.R. 1980. Ice Forces on Marine Structures. Research Report for Public Works Canada.*

129. Cammaert, A.B., Muggeridge, D.B. 1988. Ice Interaction with Offshore Structures. 432 p. 80-26, Part 2.*

130. Croasdale & Assoc. 1997. Measurement of Large Scale Ridge Strengths: NorthEast Coast. Sakhalin Island: 1997, Exxon Report.*

131. Croasdale K.R. 1996. Ice load models for first year pressure ridges and rubble fields. A.Joint Industry Government Proect.*

132. Croasdale K.R. 1997. Ice stucture interaction: Current state of knowledge and simplications for future developments. RAO-97, S.Petersburg, 1997.*

133. Croasdale K.R.1977.Enginering for Offshore Petroleum Evploration in Canada. Proc. POAC-77, Newfaunlend, 1978, v.l,pp. 1-32.

134. Croasdale,K.R. 1980.1ce Force on Fixed Rigid Structures.'IAHR Special Report. IAHR Ice Symp.,Vol.2, pp.912-930.* 136. Design of Highway Bridges. 1988. Canadian Standard Association, (CSA-S6-88.5.2.18.2.1 .).*

135. Dolgopolov Y.V., Afanas'ev V.P., Korenkov V.A. and Panfilov D.F., 1975. Effect of Hummocked Ice on Pirs of Marine Hydraulic Structures. Proc. IAHR' 75 Int. Symp. on Ice Problems, Hanover, New Hampshire, pp. 469-477.

136. Eranti E. 1987.Development of ice technology for deep water platform design. AGG^inn-'Stroi, 75-p.

137. Eranti, E. 1990. Numerical Simulation of Dynamic Ice Structure Interaction. Proc. IAHR Ice Symp., Vol.2, pp.912-922*.

138. Eranti, E. 1992. Dynamic Ice Structure Interaction . VTT, ESPOO, Finland, 82 p*

139. Eranti, E., Lehmus, E., Nortala, H.A. 1992. First Year Ice Ridge Characteristics and Loads on Offshore Structures.Proc. 2st Int. ISOPE-92, pp.681-687.*

140. Eranti,E.,. Lee,G.C.I981. Introduction to Ice Problems in Civil Engineering. Depart.of Civ. Eng. and Center for Cold ' Region Eng. Scin.and Techn., USA *.

141. Eranti,E.,Haynes,D,Maattanen,M. 1981. Dynamic Ice-Structure Interaction Analysis for Vertical Structures. Proc. POAC, Vol.1, Quebec, pp.472-479.*

142. Eranti,E.,Lee,G.C. 1986. Cold Region Structural Engineering.MCGRAW HILL BOOK Company , N.Y.-London-Tokyo.*

143. Feltham,'J:A., Brown,T.G., Croasdale,K.R. 1994. Ice Issues Related to the Prince Edward Island Bridge. Proc. IAHR Ice Symp., Vol.1, pp.401*

144. Foroughi, A.R. 1990. Metod of Ice Design for Offshore Structures. Proc. Inter. Conf. on Development end Commercial Utiliz. of Technol. In Polar Regions (Polartech-90), Copenhagen, pp.405-427.*

145. Foroughi, A.R. 1990. Sources of Uncertaintesin Metods of Ice Design for Offshore Structures.Proc Croasdale K.R. 1999. A study ofice loads due to ridge keels. RAO-99 Conf., S.Petersburg.*

146. Fransson, L., Nystrom, M.1994. Non-Symultaneous Ice Failure on Wide end Narrow Offshore Structures. Ice Symp., Trondheim, Vol.2, pp.774783.*

147. Frederking, R., Sayed, M., Penney, G. 1991. Measurement of Ice Forces on Light Piers in the St.Lawrence Seawey,. ISOPE-91, Vol.2, pp.499-504.*

148. Frederking,R. and Gold,L.W. 1975. Experimental Study of Edge Loading of Plates. Can.Geotech.J., No. 12, pp.456-463.*

149. Frederking,R., Schwarz,I., Wessels,E., Hoffman,L.1982. Model Investigations of Tee Forces on Cylindrical Structures.-Ргос.1МТ-82, Hamburg, pp.341-349.*

150. Frederking,R.,Haynes,F.D. 1986. Static end Dynamic Ice Loads on the Yamachiche Lightpiers 1984-1986. Inter.Ice Sympn.,Vol.3, pp.115126.*

151. Frederking,R.,Sayed,M. 1985. Ice Force Results from the Modified Yamachiche Band Lightpier Winter 1983-1984. Proc. Canadian Coastal Conf., pp.319-331*

152. Frederking,R.,Schwarz,I. 1982. Model Tests of Ice Forces on Fixed and Oscilating Cpnes. Cold Region Sciences and Technology, vol.6.*

153. Girjatowicz, J.P. 1991. Najweksze Grubsci na Akwenach Poludniowego Baltiki. Inzynieria Morska i Geotechnika, No.3, pp. 104108.*

154. Gowda,S.,Hakala,R.,Lemus,E. 1987. Model Tests and Analysis of Ice Forces on Caison-Type Offshore Structure. Fin.-Sov. Com.ATS, Rep. 11, ESPO Finland, p.*

155. Gowda,S.S.,Hakola,R.,Lehmus,E. 1986. Ice Forces on Model Arctic Structures. Proc. Inter. Conf. "Polartech-86", pp.693-706.*

156. Gudmestad, O.T.„ 01ufsen,A., Strass,P.1995. Proc.Int. Conf. OPEC, Hague, pp.485-492 (Reference: "Dynamics of interacting with offshore structures", Report prepared for Statoil by the AARI, 1994).*

157. Harms, Uwe.l 993. Non-Symultaneous Failure Based on the Random Walk Metod. Proc. Int.POAC, Vol.3, pp.59-72.*

158. Haynes F.D., Sodhi D., Kato K. and Hiroyama K. 1983. Ice forces on model bridge pirs. CRREL Report 83-19, 17 p.*

159. Herbert,F., Vinson,T.S. 1986. Centrifuge Model Exper. to Determine Ice Forces an Vertical Cylindr. Structures. Cold Rergion Scinces and Techology,'Vol.12. ' т .

160. Hirayama,K., Schwarz,I., Wu,H.W. 1973. Model Technique for the Investigation of Ice Forces and Structures.Proc.Int.Conf.POAC, Reikjawik, pp.332-343.*

161. Hirayama,K., Schwarz,I.,Wu,H.C. 1975. Ice Forces on Vertical Piles.1.dentation and Penetration. Proc. IAHR Ice Symp.,Hanover, USA, pp.423-441.*

162. Hirayma,K., ОЬагаД. 1986. Ice Force on Inclined Structures. Proc. OMAE, Vol.4, pp.515-520.*

163. Hoikkanen,J.,Kraijkkala,T.,Maattanen,M:,Pulkkinen,E. . . 1984. Calculation Metods for Loads against Offshore Structures. Finish

164. Soviet committee on Scint.-Technology Cooperation, Arctic Technology Subcommittee, Report 4*

165. Hysing,T. 1981. Marine Structures and Ships in Ice.Norwegian Maritime Research, Vol.9, No.2, pp.13-25.*

166. Ice Loads on Bridge Piers," Structural Engineering Series № 1, Washington, D.C., January, 1976. *

167. Iyer,S.H. 1988. A State of the Art Review of Local Ice Loads for the Design of Offshore Structures. Proc.IAHR Ice Symp., Sapporo, Vol.2, pp.509-566.*

168. Izumiyama K., Irani M.B., Timko G.W. (1994).Influence of compliance of structure on iceload. IAHR Ice symp., Norway, pp.229-238

169. Izumiyama, K., Kitogawa,H., Koyama, K., Uto, S. 1991. On the Interavtion between a Conical Structure and Ice Sheet. Proc. POAC, Vol.1.*. •. , ' 4 .

170. Jefferies M.G. and Wright W.H. 1988. Dynamic response of "Molikpaq" to ice-structure interaction. Proc. OMAE, USA, vol.4, pp201-220

171. Kara,Т., Turunen,R. 1989. Dynamic Response of Narrow Structures to1.e Crushing Cold Region Scince end Technology. Vol.17, No.2.*

172. Kama Т., C.W. Rim and K. Shkinek. 2001. Global Loads due to first -year ice ridges. POAC ' 01, pp. 627-638.*

173. Kama, Т., E. Jarvinen, T. Nyman and J. Vuorio (1993b): Results from Indentation Tests in Sea Ice. Proceedings of the OMAE Conference Glasgow, England, Vol. 4, pp. 177-185. v

174. Karr, D.G., Dass, S.C. 1982. Ice Forces on Offshore Structures. Proc.OMAE Symp. V.2, pp.249-257.*

175. Kato К. 2001. Evaluation of ice Force equations by the Molikpaq date on February 17, 1986. POAC ' 01, pp. 587-596.*

176. Kato K. and Sodhi D. 1983. Ice action on pair of cylindrical and conical structures. CRREL, rep. 83-25, 42 p.*

177. Kato,K., Sodhi,D.l984. Ice Action on Two Cylindrical Structures. Trans. ASME *

178. Kato,K.,Sodhi,D.,Haynes,D. 1986.Some Effect of Friction on Ice Forces against Vertical Structures. Proc.O MAE, Vol.4, Tokyo, pp.528533.*

179. Kawasaki,Т., Ishikawa,S., Tagushi,T., Tozawa,S., Nawata,T, .Fugishima. Indentation Test of Labaratory and Feeld Ice Sheets. Proc.'Tolarteclw 86", pp.712-724.*

180. Kawasaki,Т., Tageuchi,Y., Kayo,Y., Fujishima,K., Yano,S. Nawata,T., Kaminokado,S. 1987. Study of Ice Forces for Offshore Structures. Mitsubishi Techn.Bull., No. 174,26 c.*

181. Kerr,A.D, 1978. On the Determination of Gorizontal Forces a* « «

182. Floating Ice Plate Exerts on a Structure. J. of Glaciol., Vol. 20, No.82, pp.123-134. *

183. Kovacs A. and Sodhi D. 1981. Sea Ice Piling at Farway Rock Bering Strait, Alaska. Proc. POAC Vol.2, pp.985-1000.*

184. Krankkala T.,Maattanen M. 1984. Metod for determining ice forces due to first and multi-year ridges. IAHR ice symp., vol.4, 263-287.

185. Kry P.R. 1980. Ice forces on wide structures. Can.Geotech Journal, 17, No 1,*

186. Kry, P.R.,(1979): High Aspect Ratio Crushing Tests. APOA Project, 93 P

187. Kry,P.R. 1981. Scale Effects in Continuous Crushing of Ice. Proc.IAHR Ice Symp., Vol.2, Quebec, pp.565-579. *

188. Ladanyi,B. 1985. Ice Sheet Indentation Resistance in the Creep Domain. Proc. OMAE, Vol.4, pp.250-254.*

189. Lapparanta.M and R.Hakala. 1989. Field measurements of the structure and strength of first-year ice ridges in the Baltic sea. Proc. Intern. Conf. OMAE-89,vol.1 V, 169-174.

190. Load on Bridge Piers", Structural engineering series № 1, Washington, D.C., 1974.*

191. Loset,S., Shkinek,K., and Uvarova,E. An overview of the influence of structure width and ice thickness on the global ice load . POAC Conf., Helsinki (1999) V.l, p.425-434.*

192. Maattanen M.P. 1991. Ice Interaction with Structures. Proc. IUTAM/ IAHR Symp., Newfaulend, Canada, 1989. Spr. Verlag, Berlin, pp.563 - 578.*

193. Maattanen M. 1975. Experiences of Ice Forces Agaiinst a Steel Seabed and Proposed Constructional Refinements. Proc. POAC, Alaska, pp.857-864.* ^ • :

194. Maattanen, M. 1985. XI th Conferense of the Intern. Assoc. of Lightouse Authoriti. Univ, of Oulu, Finland.*

195. Maattanen,M. 1983. Modeling the Interaction between Ice and Structures. Proc.POAC, Vol.2, Helsinki, pp.747-757.*

196. Maattanen,M. 1984. Design Recomendation for Ice Effects on Aids-to-Navigation. IALA Technical Commitee to Study the Effect of Ice on Lightouses, Paris, 1984. *

197. Masterson, D.M and R.M. Frederking (1993): Local Contact Pressures in ship/ice and sice interaction. Cold Regions Science and Technology, Vol. 21, pp. 169-175.

198. Mawhinney, M. 1988. A Comparative Study of Sea Ice Research. Proc.IAHR Ice Symp., Sapporo Vol.1, pp.128-135.*

199. Measurement of Large Scale Ice Ridge Strengths off the North East Coast of Sakhalin Island, Final Report" submitted to EXXON NEFTEGAS LIMITED. Contract № BNL- 00506: AARI (Afanasjev V., Nikitin V., Smirnov V., Sheikin I., Shushlebin A. et. al), KRSA

200. Croasdale К.), EPR (Weaver J.), AR (Ritch A.), "Canatec" (Metge M.), "C-Core" (Crocer G.), 1998. *

201. Mellor M. 1980. Ship resistanse. in thick brash ice. Cold Reg.Sci. and Tech., 3 (4).

202. Michel,В., Toussaint N. 1977. Mechanisms and Theory of Indentation of Ice Plates. J.of Glaciol., Vol.19, No.81, pp.285-300.*

203. Morris C.E. and Sodhi D. 1984. Crushing ice forces on cylindrical structures. Proc. IAHR Ice Sump., Hamburg, V.2,pp.l-9.*

204. Nakajama,H., Koma,N.,Inoue, M. 1981. The Ice Force Acting on a Cylindrical Pile. Proc. POAC, Vol.1, pp.517-525.*

205. Nakazawa N. and Sodhi D. (1990). Ice forces on flat, vertical indentors pushed thrpugh floating ice sheets.Special Report 90-14 U.S.Army CRREL, 70 p.

206. Neill,C.R. 1976. Dinamic Ice Forces on Piers and Piles. Can.J. Civ. Eng., v.3 No.2, pp.3o5-341. *

207. Neill C.R. 1975. Select aspects of the forces on piers and piles. Proc.Atlantic. *

208. Nessim M.A., Cheung M.S., Jordan I.J. 1987. Ice action on fixed offshore structures: a state-of-the art review. Can. J.Civ.Eng. 14, pp.381-407.*

209. Nevel D.'. 2001. Design ice forces for the Shtockman Gas field.* •

210. RAO-Ol Conf.,S.Petersburg, pp.179-182.*

211. Nevel, D., Perham, R.E., Hogue,G.B. 1977. Ice Forces on Vertical Piles. CRREL Report 77-10, 13 p.*

212. Noponen, J. Maattanen, M. 1994. Termal Ice Loads against Isolated Structures, Proc. IAHR Ice Symp., Vol.1, pp.392-400.*

213. Onoszko, J. 1987. Niekotore Problemy Zlodzenia Morskiej Strefy Brzegowej oraz Odziatywania Lodu na Budowle Hydrotechniczne. Inzynieria Morska, No.3, pp.105-108.*

214. Padron D.V., Sakkinger W.M., Foeth M.T. 1985. Ice force criteria for• 4

215. Bering Sea offshore loading terminals, pp.303-312.*

216. Palmer, A. (1991): Ice Forces and Ice Crushing. Proc. of the 11th International Conference on Port and Ocean Engineering under Arctic Conditions (POAC).

217. Prodanovic A. 1979. Model tests of ice rubble strength. Proc. POAC, vol.l.

218. Pulkkinen, E. 1988. Numerial Modeling of Ice Behavior. Acta Universitatis. Oulu, Finland. 122 p.*

219. Pulkkineh,E. 1983. Large Displacement Viscoelastic Finite Element Analysis of Ice Forces During Ice Failure by Crushing. Proc. POAC, Vol.2, Helsinki.

220. Ralston D. 1977. Ice Force Design Considerations for Conical Offshore Structures. Proc. POAC, Vol.2, Canada, pp.741-752.

221. Reddy,D. and Swamidas,A.S. 1975. Ice Force Response Spectrum Model Analysis of off Towers. Proc.POAC, pp.887-900.*

222. Reddy,D.,Cheema,P.S.,Swamidas,A.S., Haldas,A. 1975. Stochastic Response of Threedimensional Offshore Tower to Ice Forces. Proc. IAHR Ice Symp., Hanover, USA, pp.499-511.*

223. Riska,K.,Frederking,R. 1987.Ice Load Penetration Modeling. Proc. Inter. Conf. POAC, Vol.l, pp.317-327.*

224. Rogachko, S.I., Evdokimov, G.N., Burdjug, T.P. 1994. The Action of Sea Ice on Offshore Construction. Proc.l Int. Conf. OMAE, Vol.4, pp.93-97*.

225. Rojansky,M. 1986. Large Scale versus Small Scale Ice Forces. OMAE, Vol.4, pp.467-471 *

226. Sanderson T.J.O. (1988): Ice Mechanics. Risk to Offshore Structures. 253 p.*

227. Sasajima,T.,Bulat, V.,Glen,I. 1981. An Experimental Investigation of Two Candidate Propellers Designsfor Ice Capable Vessels. Proc.POAC, v.l. *

228. Schwarz, I. 1993. Ice Forces on Offshore Structures. 1st Int. Conf. RAO -93.*

229. Schwarz, I. 1994. Low Lewel Ice Forces. Proc. IAHR Ice Symp., Vol.3, pp.1040-1050.*

230. Schwarz,I.,Hirayama,K.,Wu,H.W. 1974. Effect of Ice Thickness on Ice Forces. Proc.Int. OTC, Vol.2,pp.145-178 *

231. Smirnov V.N. et.al. 1998 Large scale strength measurements of ice ridges: Sakhalin, 1998.-RAO Conference,SPb., 1999. 12 p.

232. Sodhi D. 1999. Crushing process during edge indentation of ice sheets. The 15th International Conference on Port and Ocean Engineering under Arctic Conditions (POAC), Helsinki, Vol. 2*

233. Sodhi D.S. and Nevel,D.E. 1980. A Review of Buckling Analysis of in Sheets. IAHR Cpecial Report 80-26, Part 4.*

234. Sodhi, D. and Morris, C.E. 1984. Ice Forces on Rigid ,Vertical, Cylindrical Structures. CRREL Report 84-33,47 p.*

235. Sodhi, D.S. (1998): Nonsimultaneous crushing during edge indentation of freshwater ice sheets. Cold Regions Science and Technology, Vol. 27.

236. Surkov G. A. 2004. First-year ridge loads on cylindrical .supports. IAHR-2004, S-Petersburg, p.51-57.*

237. Takeuchi, T. and H. Saeki (1995): Indentation Pressure in Ice/Vertical Structure Interaction. Transactions of ISOPE, Vol. 5, No. 4, pp. 279284. ; .

238. Taylor, T.P. (1981): An Experimental Investigation of the Crushing Strength of Ice. Proc. Of the 6th POAC Conference, Quebec City, Quebec, Vol. 1.

239. Timco G,W., Frederking R., Kamesaki K., Tada H. 1999. Comparison of ice load calculation algoritm for. ridges. Proc. Int.Workshop on rational evolution of ice forces onstractures, pp.88-102.*

240. Timco, G.W. 1984. Ice Forces on Structures. Proc. IAHR Ice Symp.,Vol.4, *

241. Timco, G.W. (1988): Scale Effects in Ice. Proceedings of C-Core Workshop, NRC Technical Mem. 144, pp. 183-199.

242. Tragardh,P.,Formsman,B. 1983. Ice Force Cylindrical Legs for Fixed Offshore Installation. Soviet-Swedish Symp. Analysis of Ships and Offsh. Units for Operation under Arctic cond.,Sweden.*

243. Truskov P. A., Vershinin S.A., Kouzmitchev K.V., Tazov D. Substantiation of the design parameters of ice features for load calculaionsac Sakhalin offshore structures (South Sakhalin). POAK-2001.

244. TrydeP. 1977. Ice Forces. J. of Glaciol, Vol.19, No.81,pp.257-264.*

245. Tryde,P. 1975. Ice Forces Acting an Slender Structures. Proc. POAC, Vol.1, pp.119-220.*

246. Tryde,P. 1979. Flexural and Compression Strength of Ice in Danish Waters. Proc. POAC, Vol.1, Trondheim, pp.633-642*

247. Tunik, A.L. 1988. Design Ice Forces on Offshore Installations. Proc. OMAE, Houston, Vol.4, pp.159-163.*

248. Weaver, J.S. Review of ice rubble strengths and failure modes for the PEI Bridge Piers. Report to Canatec Consultants Ltd., Calgary, Alberta, Canada, 1994.

249. Weeks, W.F. and Assur,A. 1969. The Mechanical Properties of Sea Ice. CRREL, Monograf- C3.

250. Weeks, W. F. and Kovacs, A.On pressure ridges. Report, U.S., Cold. Reg. Res. and Eng. Lab., Hanover, N.H., 1970, pp. 1-60.

251. Weiss, R.T., Prodanovic, A. and Wood, K.N. Determination of ice rubble shear properties. Proc. IAHR., Quebec, Canada, Vol. 11, 1981, pp. 860879

252. Vershinin S.A., Kouzmitchev K.V. , Tazov D.N. 2003. Sea ice compression and tension strength phenomenological models. RAO -2003,, S-Petersburg, p. 177-182.*

253. Wong, T.T., Sego, D.S. 1989. Design Requirement for Ice Forces. Canad.Geotechn., J. No.4, pp.524-536.*

254. Yamauchi Y. and K. Kamesaki . 2001. First year ridging acting on vertical sides structure piled in shallow water. POAC-Ol, pp.577-586.*